BR112019018960A2 - chapa de aço laminada a quente - Google Patents

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Yoshikawa Nobuo
Yonemura Shigeru
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Abstract

uma chapa de aço laminada a quente incluindo uma composição química consistindo, em % em massa, de c: 0,07 - 0,22%, si: 1,00 - 3,20%, mn: 0,80 - 2,20%, al: 0,010 - 1,000%, n ¿ 0,0060%, p ¿ 0,050%, s ¿ 0,005%, ti: 0 - 0,150%, nb: 0 - 0,100%, v: 0 - 0,300%, cu: 0 - 2,00%, ni: 0 - 2,00%, cr: 0 - 2,00%, mo: 0 - 1,00%, b: 0 - 0,0100%, mg: 0 - 0,0100%, ca: 0 - 0,0100%, rem: 0 - 0,1000%, zr: 0 - 1,000%, co: 0 - 1,000%, zn: 0 - 1,000%, w: 0 - 1,000%, sn: 0 - 0,050%, o saldo: fe e impurezas, onde a microestrutura metálica inclui, em % em área, em uma posição 1/4w ou 3/4w a partir da extremidade da face da chapa de aço e 1/4t ou 3/4t a partir da superfície, austenita retida: mais de 2% - 10%, martensita ¿ 2%, bainita: 10 - 70%, perlita ¿ 2%, o saldo: ferrita, o diâmetro de círculo equivalente médio de uma fase metálica constituída de austenita retida/martensita é 1,0 a 5,0 ¿m, a media das distâncias mínimas entre fases metálicas adjacentes é 3 µm ou mais, e o desvio padrão da nano dureza é 2,5 gpa ou menos.

Description

Relatório Descritivo da Patente de Invenção para CHAPA DE AÇO LAMINADA A QUENTE.
Campo técnico [0001] A presente invenção refere-se a uma chapa de aço laminada a quente.
Antecedentes da técnica [0002] Alta resistência e alta capacidade de trabalho de prensagem são exigidas para chapas de aço usadas em estruturas de chassis de automóveis tendo em vista a melhoria da segurança e a redução de peso. Em particular, para aumentar a capacidade de trabalho de prensagem, há a necessidade de uma chapa de aço de alta resistência que garanta tanto a ductilidade durante o trabalho quanto resistência à colisão após a montagem em um automóvel.
[0003] Como tal chapa de aço, foi conhecida uma chapa de aço do tipo de transformação induzida por tensão que tem uma estrutura mista incluindo austenita retida (por exemplo, ver Documento de Patente 1). Na descrição a seguir, a chapa de aço do tipo de transformação induzida por tensão pode ser referida como uma chapa de aço TRIP (plasticidade induzida por transformação).
[0004] Além disso, para satisfazer requisitos recentes para redução de peso de automóveis e complexidade de formas das peças, foi proposta uma chapa de aço de estrutura mista que possui maior alongamento e melhor ductilidade local que na técnica anterior. Por exemplo, o Documento de Patente 2 apresenta uma chapa de aço com uma fase ferrita reforçada que faz com que os carbonetos de liga se precipitem na fase de ferrita durante o resfriamento após laminação a quente em microestruturas consistindo na fase ferrita e uma segunda fase dura (martensita, austenita retida). Na descrição a seguir, um material de aço incluindo microestruturas macias tais como ferrita e microestruturas duras tais como martensita, que são dispersos de maneira equili
Petição 870190090709, de 12/09/2019, pág. 34/81
2/45 brada, tal como aquele no Documento de Patente 2, pode ser referido como aço DP (fase dupla).
[0005] O Documento de Patente 3 descreve uma chapa de aço de alta resistência excelente em alongamento e ductilidade local, com o uso de uma estrutura mista de ferrita reforçada por precipitação e austenita retida, a distribuição da precipitação sendo controlada por fenômenos de precipitação provocados principalmente pela dispersão na borda do grão durante a transformação da austenita para ferrita em sua fronteira de interfase.
[0006] O Documento de Patente 4 descreve uma chapa de aço de múltiplas fases do tipo de transformação induzida por tensão, que tem uma excelente capacidade de trabalho de rebarbação e uma resistência à tração de 540 MPa ou mais. O documento de Patente 5 descreve um aço TRIP laminado a quente com uma pequena variação no material em uma bobina, isto é, uma chapa de aço de alta-tensão laminada a quente de alta capacidade de trabalho, que tem uma excelente uniformidade de material. O Documento de Patente 6 descreve um material de aço no qual a fratura é impedida de ocorrer quando uma carga de impacto é aplicada. O material de aço ainda torna possível o fornecimento de um elemento de absorção de choque tendo uma altatensão de fluxo eficaz. O Documento de Patente 7 descreve uma chapa de aço de DP que é uma chapa de aço laminada a quente com composto estruturado de alta resistência, que é excelente em capacidade de estiramento no flangeamento, resistência à corrosão após a pintura e propriedade de fadiga no entalhe. Além disso, o Documento de Patente 8 apresenta uma chapa de aço de alto módulo de Young que tem excelente capacidade de expansão de furo.
Lista de documentos da técnica anterior
Documentos de Patente [0007] Documento de Patente 1: JP10-158735A
Petição 870190090709, de 12/09/2019, pág. 35/81
3/45 [0008] Documento de Patente 2: JP2009-84648A [0009] Documento de Patente 3: JP2011-225941A [0010] Documento de Patente 4: JP2002-129286A [0011] Documento de Patente 5: JP2001 -152254A [0012] Documento de Patente 6: JP2015-124411A [0013] Documento de Patente 7: WO 2016/133222 [0014] Documento de Patente 8: JP2009-19265A Sumário da invenção Problema técnico [0015] Com um aumento na complexidade das estruturas dos chassis de automóveis, bem como a complexidade de formas de peças, o trabalho em chapas de aço para automóveis tem sido praticado por uma combinação mista de novos elementos de trabalho com elementos de trabalho de prensagem convencionais, como com o caso de forjamento de chapa metálica, em vez de apenas por elementos de trabalho de prensagem convencionais. Tais elementos de trabalho de prensagem convencionais incluem, por exemplo, estampagem profunda, expansão de furo, abaulamento, dobramento, e passagem a ferro (ironing).
[0016] No trabalho de prensagem recente tipificado pelo forjamento de chapa metálica, elementos de trabalho para forjamento, tais como recalcamento e espessamento, foram adicionados aos elementos de trabalho de prensagem convencionais ao dispersar também uma carga de prensagem e aplicar uma carga de compressão parcial. Em outras palavras, o forjamento de chapa metálica é uma forma de trabalho de prensagem que inclui elementos de trabalho mistos incluindo elementos de trabalho específicos de forjamento, em adição a elementos de trabalho convencionais para trabalho de prensagem de chapas de aço.
[0017] Em tal forjamento de chapa metálica, uma chapa de aço é
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4/45 deformada em uma peça moldada com a chapa de aço mantendo uma espessura de chapa original ou sendo afinada (reduzida em espessura) pelo trabalho de prensagem convencional, enquanto a espessura da folha é aumentada em uma porção forjada por uma força compressiva parcialmente aplicada. Deste modo, pode ser obtida uma deformação eficiente de modo que uma espessura da chapa de aço pretendida para uma porção necessária funcionalmente pode ser obtida, e a resistência da peça pode ser garantida.
[0018] Foi conhecido que uma chapa TRIP convencional apresenta boa capacidade de conformação durante o trabalho de prensagem convencional. Entretanto, foi descoberto que o forjamento de chapa metálica, que é um método de conformação que inclui elementos de forjamento em adição ao trabalho de prensagem convencional, pode, em alguns casos, provocar fraturas na chapa de aço mesmo em uma baixa razão de trabalho e terminar em ruptura.
[0019] Especificamente, no trabalho de prensagem convencional, aparecem as fraturas de prensagem em um ponto em que ocorre o estreitamento da espessura da chapa (redução da espessura da chapa de aço). Foi também descoberto que mesmo em um trabalho que não é associado ao estreitamento da espessura da chapa, tal como forjamento de chapa metálica, fraturas podem ser geradas no material, o que podem terminar em ruptura e os produtos podem não ser obtidos em alguns casos.
[0020] Pouco é conhecido sobre quais características da chapa de aço controlam o limite da geração de fraturas no forjamento da chapa metálica e como isto pode ser melhorado. Consequentemente, houve a necessidade de um aço TRIP que não fosse propenso à ruptura mesmo durante o forjamento da chapa metálica, enquanto características convencionais de um aço TRIP tais como capacidade de trabalho de estampagem profunda, capacidade de trabalho de expansão de
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5/45 furo, capacidade de trabalho de abaulamento são ainda eficazes. [0021] Um objetivo da presente invenção, que foi feita para resolver o problema acima, é fornecer uma chapa de aço laminada a quente com excelente capacidade de forjamento da chapa, que mantenha as características básicas como um aço TRIP e também torne possível melhorar o limite de fraturas de uma porção forjada por uma força de compressão aplicada parcialmente.
Solução para o problema [0022] A presente invenção foi feita para resolver o problema acima, e sua essência de uma chapa de aço laminada a quente é como descrita abaixo.
[0023] Uma chapa de aço laminada a quente tendo uma composição química consistindo, em % em massa, em:
C: 0,07 a 0,22%,
Si: 1,00 a 3,20%,
Mn: 0,80 a 2,20%,
Al: 0,010 a 1,000%,
N: 0,0060% ou menos,
P: 0,050% ou menos,
S: 0,005% ou menos,
Ti: 0 a 0,150%,
Nb: 0 a 0,100%,
V: 0 a 0,300%,
Cu: 0 a 2,00%,
Ni: 0 a 2,00%,
Cr: 0 a 2,00%,
Mo: 0 a 1,00%,
B: 0 a 0,0100%,
Mg: 0 a 0,0100%,
Ca: 0 a 0,0100%,
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REM: 0 a 0,1000%,
Zr: 0 a 1,000%,
Co: Oa 1,000%,
Zn: 0 a 1,000%,
W: 0 a 1,000%,
Sn: 0 a 0,050%, e o saldo: Fe e impurezas, onde quando a largura e a espessura da chapa de aço em uma seção transversal perpendicular à direção de laminação da chapa de aço são definidas como W e t, respectivamente, a microestrutura metálica inclui, em % em área, em uma posição 1/4W ou 3/4W de uma face extrema da chapa de aço e 1/4t ou 3/4t de uma superfície da chapa de aço, austenita retida: mais do que 2% a 10% ou menos, martensita: 2% ou menos, bainita: 10 a 70%, perlita: 2% ou menos, o saldo: ferrita um diâmetro de círculo equivalente de uma fase metálica constituída de austenita retida e/ou martensita é 1,0 a 5,0 μΓΠ, uma distância média mínima entre fases metálicas adjacentes é de 3 μΓη ou mais, e e o desvio-padrão da nanodureza é 2,5 GPa ou menos.
[0024] A chapa de aço laminada a quente de acordo com o item (1) acima, na qual a resistência à tração é de 780 MPa ou mais, e a espessura da chapa é 1,0 a 4,0 mm.
Efeitos vantajosos da invenção [0025] De acordo com a presente invenção, pode ser fornecida uma chapa de aço laminada a quente com excelente capacidade de
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7/45 forjamento da chapa, que mantém as características básicas de um aço TRIP tais como capacidade de trabalho de estampagem profunda e capacidade de trabalho de abaulamento.
Breve Descrição dos Desenhos [0026] A Figura 1 mostra desenhos esquemáticos ilustrando um teste de cisalhamento simples. A Figura 1(b) ilustra um espécime após o teste de cisalhamento simples.
Descrição de modalidades [0027] Os presentes inventores conduziram estudos intensivos para resolver o problema acima e obtiveram as descobertas a seguir. Tensão plástica equivalente [0028] O forjamento da chapa metálica inclui uma faixa de tensão que excede a tensão de ruptura em um teste de tensão convencional (faixa de alta-tensão). Uma vez que o forjamento de chapa metálica é um trabalho composto, ele não pode ser avaliado simplesmente com base no teste de tração e nos dados do teste de cisalhamento. Consequentemente, os presentes inventores estabeleceram uma nova forma de avaliação pela introdução de uma “tensão plástica equivalente” como um indicador.
[0029] Os presentes inventores descobriram que a tensão plástica equivalente pode ser usada como um indicador para avaliar combinadamente a resistência à tração e a deformação por tração no momento da ruptura quando o teste de tração é conduzido e o estresse de cisalhamento e a tensão de cisalhamento no momento da ruptura quando o teste de cisalhamento é conduzido.
[0030] A tensão plástica equivalente é convertida usando-se a relação entre o estresse de cisalhamento as e a tensão plástica de cisalhamento ssp em um teste de cisalhamento simples em uma relação entre o estresse de tração σ e a tensão de tração ε em um teste de tração uniaxial, que é diferente no modo de deformação. Consideran
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8/45 do-se uma regra de endurecimento isotrópico e uma relação conjugada de trabalho plástico, um fator de conversão constante (k) pode ser usado para fazer a conversão como na fórmula abaixo. O fator de conversão (k) é calculado de acordo com um método descrito mais adiante, e então uma tensão plástica equivalente é derivada.
[0031] estresse de tração do teste de tração uniaxial σ ·· estresse de cisalhamento do teste de cisalhamento simples as x k [0032] tensão de tração do teste de tração uniaxial ε ™ tensão plástica de cisalhamento no teste de cisalhamento simples εβρ/κ (b) Teste de cisalhamento de múltiplas etapas [0033] Para determinar a tensão plástica equivalente, é necessário obter a relação entre o estresse de tração e a tensão de tração em um teste de tração e a relação entre o estresse de cisalhamento e a tensão de cisalhamento em um teste de cisalhamento. Entretanto, o forjamento de chapa metálica inclui deformação em uma faixa de alta tensão. Consequentemente, quando o teste é executado de uma vez em um equipamento de teste de cisalhamento usado comumente, fraturas podem se propagar em um espécime desde a porção em que o espécime é mantido. Como um resultado, um teste de deformação frequentemente pode não ser completado até a faixa de alta-tensão. Portanto, há uma necessidade de um método para reproduzir um trabalho, tal como forjamento de chapa metálica, no qual o afinamento (redução da espessura e estricção) da chapa de aço não ocorre.
[0034] Os presentes inventores escolheram então dividir um teste de cisalhamento em várias etapas, usinar um ponto de partida de uma fratura em um espécime gerada em uma porção em que o espécime é mantido para evitar que a fratura se propague no espécime após o teste de cisalhamento de cada etapa, e avaliar o resultado do teste obtido ao conectarem-se em série os resultados do teste de cisalhamento. Empregando-se esse método de teste, é possível obter os resultados
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9/45 do teste de cisalhamento até a faixa de alta-tensão e determinar uma relação entre um estresse de cisalhamento e uma tensão de cisalhamento até a faixa de alta-tensão.
[0035] Por outro lado, um método de teste de tração convencional pode ser aplicado ao estresse de tração e à tensão de tração. Por exemplo, pode ser usado um espécime JIS N° 5 com base na JIS Z 2241 (2011).
(c) Mecanismo de geração de fratura [0036] Empregando o teste de cisalhamento de várias etapas descrito acima, o método de avaliação com uma tensão plástica equivalente, e as observações da microestrutura da chapa de aço antes e depois do forjamento da chapa metálica, os presentes inventores obtiveram as descobertas a seguir sobre o mecanismo de geração de fraturas.
[0037] Devido à diferença entre uma fase dura (martensita, austenita retida) e uma fase macia (ferrita, bainita), um vão (microcavidade) pode ser gerada em uma interface entre as duas fases. Posteriormente, como tensão associada com o aumento do forjamento da chapa metálica, o vão pode crescer e se unir a um vão adjacente para tornarse uma fratura, terminando em ruptura. Consequentemente, a geração de fraturas pode ser inibida se a geração de vãos puder ser evitada se o vão puder ser impedido de se unir a um vão adjacente mesmo quando o vão cresce. Nesse momento, entretanto, é também importante que a funcionalidade intrínseca como um aço TRIP seja deixada sem ser prejudicada. Na descrição, daqui em diante, martensita e austenita retida são referidas coletivamente como uma fase dura. A fase dura corresponde completamente a “uma fase metálica constituída de austenita retida e/ou martensita” descrita nas reivindicações.
[0038] Os presentes inventores descobriram o que segue a partir das descobertas.
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10/45 [0039] Para limitar o diâmetro médio de uma fase dura.
[0040] Específicamente, um vão pode ser gerado em uma fronteira entre a fase dura e a fase metálica (exceto a fase dura), e assim limitar o diâmetro médio da fase dura pode levar a uma redução na geração de vãos.
[0041] (ii) Para reduzir a variação na nanodureza.
[0042] Especificamente, a geração de vãos pode ser reduzida reduzindo-se a diferença na dureza entre a fase dura e a fase macia tanto quanto possível.
[0043] (iii) Para limitar uma distância entre fases duras.
[0044] Especificamente, pode ser gerado um vão na fronteira entre a fase dura e outra fase metálica (a fase macia), e assim espaçar as fases duras entre si pode tornar difícil para os vãos se unirem entre si mesmo quando os vãos crescem.
[0045] (iv) Tensão plástica equivalente no momento da ruptura é 0,50 (50%) ou mais.
[0046] Foi confirmado que, quando as condições (i) a (iii) são satisfeitas, a tensão plástica equivalente no momento da ruptura alcança 0,50 (50%) ou mais, e um certo nível de capacidade de trabalho pode ser garantido mesmo em um trabalho composto tal como forjamento de chapa metálica.
(d) Tensão cumulativa efetiva [0047] Para obter uma microestrutura que satisfaça os itens (i) a (iv) acima, na laminação de acabamento de múltiplas cadeiras, que é conduzida pela laminação contínua em múltiplas cadeiras, três cadeiras ou mais (por exemplo, 6 a 7 cadeiras) na laminação a quente, é necessário executar uma laminação de acabamento final de modo que a tensão cumulativa (daqui em diante também referida como “tensão cumulativa efetiva”) de laminação nas três cadeiras finais seja 0,10 a 0,40.
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11/45 [0048] A tensão cumulativa efetiva é um indicador que leva em consideração a recuperação do grão, a recristalização, e o crescimento do grão de acordo com a temperatura durante a laminação e a redução na laminação de uma chapa de aço pela laminação. Consequentemente, uma equação constituinte que representa o fenômeno de recuperação estática em um período de tempo após a laminação é usada para determinar a tensão cumulativa efetiva. A recuperação estática dos grãos em um período de tempo após a laminação é levada em consideração porque a energia acumulada como tensão nos grãos laminados podem ser liberados na recuperação estática devido ao desaparecimento dos deslocamentos térmicos de grãos. Além disso, o desaparecimento dos deslocamentos térmicos pode ser afetado pela temperatura de laminação e pelo tempo decorrido após a laminação. Consequentemente, levando em consideração a recuperação estática, os presentes inventores introduziram um indicador descrito, como parâmetros, pela temperatura durante a laminação, pela redução na laminação de uma chapa de aço pela laminação, a redução na laminação de uma chapa de aço pela laminação (tensão logarítmica), e pelo tempo decorrido após a laminação, e a definiram como tensão cumulativa efetiva.
[0049] Limitando-se a tensão cumulativa efetiva dessa forma, o diâmetro de circulo equivalente da fase dura é limitado e a distância entre fases duras adjacentes é limitada, levando à redução na variação na nanodureza. Como resultado, é possível evitar que vãos gerados em uma interface entre uma fase dura e uma fase macia cresçam e tornar difícil que os vãos se unam mesmo quando os vãos crescem. Dessa forma, o forjamento da chapa metálica não provoca fraturas, e assim uma chapa de aço com excelente capacidade de forjamento da chapa pode ser obtida.
[0050] A presente invenção foi feita com base nas descobertas
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12/45 descritas acima. A descrição será feita agora quanto a cada requisito da presente invenção.
Composição química [0051] A razão para limitação de cada elemento é como segue. Deve ser notado que um símbolo “%” referente a um teor na descrição [0052] a seguir representa “% em massa”.
[0053] C: 0.07 a 0,22% [0054] C (carbono) é um elemento eficaz para aumentar a resistência e garantir a austenita retida. Quando o teor de C é muito baixo, não é possível aumentar a resistência suficientemente ou garantir a austenita retida. Por outro lado, quando o teor é excessivo, a quantidade (fração de área) de austenita retida aumenta e a tensão de ruptura no forjamento da chapa metálica diminui. Consequentemente, o teor de C é 0,07 a 0,22%. O teor de C é preferivelmente 0,08% ou mais, 0,10% ou mais, ou 0,12% ou mais, e mais preferivelmente 0,14% ou mais, 0,15% ou mais, ou 0,16% ou mais. Em adição, o teor de C é preferivelmente 0,20% ou menos, ou 0,18% ou menos, e mais preferivelmente 0,17% ou menos.
[0055] Si: 1,00 a 3,20% [0056] Si (silício) tem um efeito de desoxidação, e é um elemento eficaz para evitar que carbonetos prejudiciais sejam gerados e que gerem ferrita. Si tem também um efeito de inibir a decomposição da austenita retida. Por outro lado, um teor excessivo pode levar a uma diminuição da ductilidade, bem como a uma diminuição da capacidade de tratamento químico, degradando a resistência à corrosão póspintura. Consequentemente, o teor de Si é 1,00 a 3,20%. O teor de Si é preferivelmente 1,20% ou mais, 1,30% ou mais, ou 1,40% ou mais, e mais preferivelmente 1,50% ou mais, ou 1,60% ou mais. Em adição, o teor de Si é preferivelmente 3,00% ou menos, 2,80% ou menos, ou 2,60% ou menos, e mais preferivelmente 2,50% ou menos, 2,40% ou
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13/45 menos, ou 2,30% ou menos.
[0057] Mn: 0,80 a 2,20% [0058] Mn (manganês) é um elemento eficaz para estabilizar austenita retida pela expansão da temperatura da zona de austenita para um lado de baixa temperatura e expandir a faixa de temperaturas da zona de duas fases de ferrita e austenita. Por outro lado, um teor excessivo pode provocar uma alta capacidade de endurecimento desnecessária, o que pode evitar que a ferrita seja suficientemente garantida e provocar a fratura da placa durante o lingotamento. Consequentemente, o teor de Mn é 0,80 a 2,20%. O teor de Mn é preferivelmente 0,90% ou mais, 1,00% ou mais, 1,2% ou mais, ou 1,40% ou mais, e mais preferivelmente 1,50% ou mais. Em adição, o teor de Mn é preferivelmente 2,00% ou menos, ou 1,90% ou menos, e mais preferivelmente 1,80% ou menos, ou 1,70% ou menos.
[0059] Al: 0,010 a 1,000% [0060] Al (alumínio) tem um efeito de desoxidação e um efeito de gerar ferrita, como o Si. Por outro lado, um teor excessivo pode levar à fragilização e ser passível de provocar o entupimento de um bocal de panela intermediária durante o lingotamento. Consequentemente, o teor de Al é 0,010 a 1,000%. O teor de Al é preferivelmente 0,015% ou mais, ou 0,020% ou mais, e mais preferivelmente 0,025% ou mais, ou 0,030% ou mais. Além disso, o teor de Al é preferivelmente 0,800% ou menos, 0,700% ou menos, ou 0,600% ou menos, e mais preferivelmente 0,500% ou menos, ou 0,400% ou menos.
[0061] N: 0,0060% ou menos [0062] N (nitrogênio) é um elemento eficaz para refinar grãos fazendo AIN ou similares precipitarem. Por outro lado, um teor excessivo pode levar não apenas a uma diminuição na ductilidade devido ao nitrogênio dissolvido remanescente, mas também a uma severa deterioração do alongamento a frio. Consequentemente, o teor de N é
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0,0060% ou menos. Não é particularmente necessário definir um limite inferior do teor de N, e o limite inferior é 0%. O teor de N é preferivelmente 0,0050% ou menos, ou 0,0040% ou menos. Em adição, uma redução excessiva no teor de N leva a um aumento nos custos durante a fusão, e assim o limite inferior pode ser 0,0010%.
[0063] P: 0,050% ou menos [0064] P (fósforo) é uma impureza contida no ferro gusa fundido, e uma vez que P pode degradar a ductiiidade local devido à segregação na borda do grão e degradar a capacidade de soldagem, um teor de P é preferivelmente tâo pequeno quanto possível. Consequentemente, o teor de P é limitado para 0,050% ou menos. O teor de P é preferivelmente 0,030% ou menos ou 0,020% ou menos. Não é particularmente necessário definir um limite inferior, e o limite inferior é 0%. Entretanto, uma redução excessiva no teor de P leva a um aumento nos custos durante a fusão, e assim o limite inferior pode ser 0,001%.
[0065] S: 0,005% ou menos [0066] S (enxofre) é também uma impureza contida no ferro gusa fundido, e uma vez que S pode degradar a ductiiidade local e a capacidade de soldagem devido à formação de MnS, o teor de S é preferivelmente tão pequeno quanto possível. Consequentemente, o teor de S é limitado a 0,005% ou menos. Para melhorar a ductiiidade e a capacidade de soldagem, o teor de S pode ser 0,003% ou menos ou 0,002% ou menos. Não é particularmente necessário definir um limite inferior, e o limite inferior é 0%. Entretanto, uma redução excessiva no teor de S leva a um aumento nos custos durante a fusão, e assim o limite inferior pode ser 0,0005%.
[0067] Ti: 0 a 0,150% [0068] Ti (titânio) tem o efeito de melhorar a tenacidade à baixa temperatura porque carbonitreto ou Ti dissolvido podem causar um atraso no crescimento do grão durante a laminação a quente e assim
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15/45 refinar o diâmetro do grão em uma chapa de aço laminada a quente. Além disso, Ti pode estar presente como TiC, de modo que ele contribua para o reforço da chapa de aço através do reforço da precipitação. Consequentemente, Ti pode estar contido conforme necessário. Entretanto, um teor excessivo pode provocar a saturação do efeito e pode ser uma causa de entupimento de um bocal durante o lingotamento. Consequentemente, o teor de Ti é 0,15% ou menos. O limite superior de Ti pode ser 0,100%, 0,060%, ou 0,020%, conforme necessário. O limite inferior do teor de Ti é 0%. Entretanto, o limite inferior do teor de Ti pode ser 0,001% ou 0,010% para produzir suficientemente o efeito de reforço da precipitação.
[0069] Nb:0a0,100% [0070] Nb (nióbio) tem o efeito de melhorar a tenacidade à baixa temperatura porque carbonitreto ou Ni dissolvido podem causar um atraso no crescimento do grão durante a laminação a quente e assim refinar o diâmetro do grão em uma chapa de aço laminada a quente. Além disso, Nb pode estar presente como NbC, de modo que ele contribua para reforçar a chapa de aço através do reforço da precipitação. Consequentemente, Nb pode estar contido se necessário. Entretanto, um teor excessivo pode provocar a saturação do efeito, levando a uma diminuição na economia. Consequentemente, o teor de Nb é 0,100% ou menos. O limite inferior de Nb é 0%. Entretanto, o limite inferior pode ser 0,001% ou 0,010% para produzir suficientemente o efeito. [0071] V: 0 a 0,300% [0072] V (vanádio) é um elemento que tem o efeito de melhorar a resistência de uma chapa de aço pelo reforço da precipitação ou pelo reforço da solução sólida. Consequentemente, V pode estar contido conforme necessário. Entretanto, um teor excessivo pode causar a saturação do efeito, levando a uma diminuição na economia. Consequentemente, o teor de V é 0,300% ou menos. O teor de V pode ser
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0,200% ou menos, 0,100% ou menos, 0,060% ou menos, conforme necessário. O limite inferior de Nb é 0%. Entretanto, o limite inferior pode ser 0,001% ou 0,010% para produzir suficientemente o efeito. [0073] Cu: 0 a 2,00% [0074] Cu (cobre) é um elemento que tem o efeito de melhorar a resistência de uma chapa de aço pelo reforço da precipitação ou pelo reforço da solução sólida. Consequentemente, Cu pode estar contido conforme necessário. Entretanto, um teor excessivo pode provocar a saturação do efeito, levando a uma diminuição na economia. Consequentemente, o teor de Cu é 2,00% ou menos. Além disso, uma grande quantidade de Cu pode provocar uma mancha devido à carepa na superfície da chapa de aço. Consequentemente, o teor de Cu pode ser 1,20% ou menos, 0,80% ou menos, 0,50% ou menos, ou 0,25% ou menos. O limite inferior de Cu é 0%. Entretanto, o limite inferior de Cu pode ser 0,01% para produzir o efeito suficientemente.
[0075] Ni: 0 a 2,00% [0076] Ni (níquel) é um elemento que tem o efeito de melhorar a resistência de uma chapa de aço pelo reforço da solução sólida. Consequentemente, Ni pode estar contido conforme necessário. Entretanto, um teor excessivo pode provocar saturação do efeito, levando a uma diminuição na economia. Consequentemente, o teor de Ni é 2,00% ou mais. Além disso, uma grande quantidade de Ni pode provocar a degradação da ductilidade. Consequentemente, o teor de Ni pode ser 0,60% ou menos, 0,35% ou menos, ou 0,20% ou menos. O limite inferior de Ni é 0%. Entretanto, o limite inferior de Ni pode ser 0,01% para produzir o efeito suficientemente.
[0077] Cr: 0 a 2,00% [0078] Cr (cromo) é um elemento que tem o efeito de melhorar a resistência de uma chapa de aço pelo reforço da solução sólida. Consequentemente, Cr pode estar contido conforme necessário. Entretan
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17/45 to, um teor excessivo pode provocar a saturação do efeito, levando a uma diminuição na economia. Consequentemente, o teor de Cr é 2,00% ou menos. Para melhorar a economia, o limite superior de Cr pode ser 1,00%, 0,60%, ou 0,30%. O limite inferior de Cr é 0%. Entretanto, o limite inferior de Cr pode ser 0,01% para produzir o efeito suficientemente.
[0079] Mo: 0 a 1,00% [0080] Mo (molibdênio) é um elemento que tem o efeito de melhorar a resistência de uma chapa de aço pelo reforço da precipitação ou pelo reforço da solução sólida. Consequentemente, Mo pode estar contido se necessário. Entretanto, um teor excessivo pode provocar a saturação do efeito, levando a uma diminuição na economia. Consequentemente, o teor de Mo é 1,00% ou menos. Para melhorar a economia, o limite superior de Mo pode ser 0,60%, 0,30%, ou 0,10%. O limite inferior de Mo é 0%. Entretanto, o limite inferior de Mo pode ser 0,005% ou 0,01% para produzir o efeito suficientemente.
[0081] B: 0 a 0,0100% [0082] B (boro) segrega na borda do grão, e pode aumentar a resistência na borda do grão, para melhorar a tenacidade à baixa temperatura. Consequentemente, B pode estar contido conforme necessário. Entretanto, um teor excessivo pode provocar a saturação do efeito, levando a uma diminuição a economia. Consequentemente, um teor de B é 0,0100% ou menos. Além disso, B é um elemento forte no endurecimento no resfriamento, e uma grande quantidade de B pode evitar que a transformação ferrítica progrida suficientemente durante o resfriamento e austenita retida suficiente pode não ser obtida. Consequentemente, o teor de B pode ser 0,0050% ou menos, 0,0020% ou menos, ou 0,0015%. Um limite inferior de B é 0%. Entretanto, o limite inferior de B pode ser 0,0001% ou 0,0002% para produzir o efeito suficientemente.
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18/45 [0083] Mg: 0 a 0,0100% [0084] Mg (magnésio) é um elemento que controla a morfologia de inclusões não metálicas, o que pode servir como um ponto de partida de fratura e pode ser a causa de degradação na capacidade de trabalho, para melhorar a capacidade de trabalho. Consequentemente, Mg pode estar contido se necessário. Entretanto, um teor excessivo pode provocar a saturação do efeito, levando a uma diminuição na economia. Consequentemente, um teor de Mg é 0,100% ou menos. O limite Inferior de Mg é 0%. Entretanto, o limite inferior do teor de Mg pode ser 0,0001% ou 0,0005% para produzir o efeito suficientemente.
[0085] Ca: 0 a 0,0100% [0086] Ca (cálcio) é um elemento que controla a morfologia de inclusões não metálicas, que podem servir como ponto de partida de fratura e podem ser a causa da degradação da capacidade de trabalho, para melhorar a capacidade de trabalho. Consequentemente, Ca pode estar contido conforme necessário. Entretanto, um teor excessivo pode provocar saturação do efeito, levando a uma diminuição na economia. Consequentemente, um teor de Ca é 0,0100% ou menos. O limite inferior de Ca é 0%. Entretanto, o teor de Ca é preferivelmente 0,0005% ou mais para produzir o efeito suficientemente.
[0087] REM: 0 a 0,1000% [0088] REM (metal terra-rara) é um elemento que controla a morfologia de inclusões não metálicas, o que pode servir como um ponto de partida de fratura e pode ser a causa de degradação da capacidade de trabalho, para melhorar a capacidade de trabalho. Consequentemente, REM pode estar contido conforme necessário. Entretanto, um teor excessivo pode provocar saturação do efeito, levando a uma diminuição na economia. Consequentemente, o teor de REM é 0,1000% ou menos. O limite superior de REM pode ser 0,0100% ou 0,0060%, conforme necessário. Um limite inferior de REM é 0%. Entretanto, o
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19/45 limite inferior do teor de REM pode ser 0,0001% ou 0,0005% para produzir o efeito suficientemente.
[0089] Aqui, na presente invenção, REM refere-se a um total de 17 elementos de Sc, Y, e lantanoides, e o teor de REM significa o teor total desses elementos. Deve ser notado que lantanoides são adicionados industrialmente na forma de metal misch.
[0090] Zr: 0 a 1,000% [0091] Co: 0 a 1,000% [0092] Zn:0a 1,000% [0093] W: 0 a 1,000% [0094] Foi confirmado que, quando Zr, Co, Zn, e W são, cada um, 1,000% ou menos, o efeito da presente invenção não é prejudicado mesmo se estiverem contidos. O limite superior de cada um deles pode ser 0,300% ou 0,10%. O teor total de Zr, Co, Zn, e W é preferivelmente 1,000% ou menos, ou 0,100%. Esses elementos podem não necessariamente estar contidos, e seu limite inferior é 0%, embora o limite inferior possa ser 0,0001% conforme necessário.
[0095] Sn: 0 a 0,050% [0096] Foi confirmado que o efeito da presente invenção não é prejudicado se uma pequena quantidade de Sn (estanho) estiver contida. Entretanto, um teor de mais de 0,05% pode ser uma causa de uma falha durante a laminação a quente. Consequentemente, o teor de Sn é 0,050% ou menos. Sn pode não estar necessariamente contido, e seu limite inferior é 0%, embora o limite inferior possa ser 0,001% conforme necessário.
[0097] Na composição química da chapa de aço da presente invenção, o saldo é Fe e impurezas.
[0098] A “impureza” conforme usada aqui se refere a uma matériaprima tal como minério e sucata e um componente contido, devido a vários fatores, nos processos de produção, e permitidos até o ponto
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20/45 em que a presente invenção não seja afetada adversamente.
(B) Microestrutura metálica [0099] Será feita agora a descrição quanto à microestrutura metálica de uma chapa de aço da presente invenção. Deve ser notado que, quando a largura e a espessura da chapa de aço em uma seção transversal perpendicular à direção de laminação da chapa de aço são definidas como W e t, respectivamente, a microestrutura metálica na presente invenção refere-se a uma microestrutura que está presente em uma posição 1/4W ou 3/4W de uma face extrema da chapa de aço e 1/4t ou 3/4t de uma superfície da chapa de aço. Além disso, o símbolo “%” na descrição a seguir representa “% em área”.
[00100] Austenita retida: mais de 2% a 10% ou menos [00101] Austenita retida é uma microestrutura necessária para alcançar a transformação induzida pela tensão (o assim chamado fenômeno TRIP). A austenita retida é submetida à transformação martensítica quando o aço é trabalhado e permanece após o trabalho como martensita, o que contribui para garantir a capacidade de trabalho e garantir a resistência de uma peça trabalhada. Para alcançar a funcionalidade intrínseca da chapa de aço TRIP, o valor da fração de área da austenita retida é maior do que 2%.
[00102] Por outro lado, austenita retida excessiva leva à presença de uma grande quantidade de martensita, que é uma fase dura, devido à transformação induzida pela tensão. Devido à diferença entre a fase dura e ferrita, que é uma fase macia, um vão pode ser gerado em uma interface entre as duas fases, e como a tensão na chapa de aço devido ao forjamento da chapa metálica aumenta, vãos podem se ligar entre si e crescer como uma fratura. Consequentemente, a fração de área da austenita retida é 10% ou menos. A fração de área de austenita retida é preferivelmente 2,5% ou mais, e mais preferivelmente 3% ou mais, ou 4% ou mais. Em adição, a fração de área da austenita re
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21/45 tida é preferivelmente 9% ou menos, e mais preferivelmente 8% ou menos.
[00103] Martensita: 2% ou menos [00104] Um aço TRIP é caracterizado pela capacidade de trabalho ser garantida, enquanto a austenita retida é transformada em martensita pela transformação induzida pela tensão durante o trabalho. Consequentemente, a quantidade de martensita, que é uma fase dura, é preferivelmente tão pequena quanto possível para garantir a capacidade de trabalho. Consequentemente, a fração de área de martensita é 2% ou menos. A fração de área de martensita é preferivelmente 1,5% ou menos, 1% ou menos, ou 0,5% ou menos. Entretanto, não é particularmente necessário definir um limite inferior, e o limite inferior é 0%.
[00105] Bainita: 10 a 70% [00106] Bainita, que é uma fase macia, é uma microestrutura importante para equilibrar a resistência e o alongamento, e tem o efeito de inibir a propagação da fratura. Em vista disso, a fração de área de bainha é 10% ou mais. Para melhorar a resistência, o limite inferior pode ser 20%, 30% 35%, ou 40%. Por outro lado, uma fração de área excessiva de bainita leva a uma falha em garantir a austenita retida e assim a funcionalidade intrínseca da chapa de aço TRIP, a fração de área é 70% ou menos. O limite superior pode ser 65%, 60%, 55%, ou 50%, conforme necessário.
[00107] Perlita: 2% ou menos [00108] A presença de uma grande quantidade de perlita reduz a resistência, e assim a fração de área de perlita é de 2% ou menos. O limite superior pode ser 1% ou 0,5%, conforme necessário. É preferível reduzir a fração de área de perlita tanto quanto possível e a fração de área é preferivelmente 0%.
[00109] Saldo: ferrita
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22/45 [00110] Ferrita, que é uma fase macia, é também uma microestrutura importante em vista de equilibrar resistência e alongamento e melhorar a capacidade de trabalho. Consequentemente, qualquer microestrutura exceto austenita retida, martensita, bainita, e perlita é ferrita. Não é particularmente necessário limitar a fração de área de ferrita, que é o saldo. Entretanto, o limite inferior da fração de área pode ser 10% e o limite superior pode ser 88%. O limite inferior da fração de área pode ser 20%, 30%, 35% ou 40% e o limite superior pode ser 80%, 70%, 60%, ou 55% conforme necessário.
[00111] Aqui, na presente invenção, a fração de área das microestruturas metálicas é determinada como a seguir. Uma amostra é tomada em uma posição 1/4W ou 3/4W de uma face extrema da chapa de aço e 1/4t ou 3/4t de uma superfície da chapa de aço, como descrito acima. Então, a seção transversal da direção de laminação (a assim chamada seção transversal da direção L) da amostra é observada.
[00112] Especificamente, a amostra é submetida à causticação Nital e observada em um campo de visão de 300 pm x 300 pm usando um microscópio ótico após a causticação. Então, a fotografia da microestrutura resultante é submetida à análise de imagem para obter uma fração de área A de ferrita, uma fração B de perlita, e a fração de área total C de bainita, martensita, e austenita retida.
[00113] A seguir, a posição submetida à causticação Nital é submetida à causticação Lepera e observada em um campo e visão de 300 pm x 300 pm usando-se um microscópio ótico. Então a fotografia da microestrutura resultante é submetida à análise de imagem para calcular a fração total de área D de austenita retida e martensita. Além disso, uma amostra submetida a revestimento até uma profundidade de 1/4 da espessura da chapa a partir da direção normal da superfície da chapa de aço é usada para determinar a razão de volume da austenita retida com medição por difração de raios X. Uma vez que a razão de
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23/45 volume é substancialmente igual à fração de área, a razão de volume é definida como a fração de área E da austenita retida. A fração de área de bainita é determinada a partir da diferença entre a fração de área Cea fração de área D, e a fração de área de martensita é determinada a partir da diferença entre a fração de área E e a fração de área D. Dessa forma, pode ser determinada a fração de área de cada uma entre ferrita, bainita, martensita, austenita retida e perlita.
[00114] Na presente invenção, um estado em que a fase metálica consistindo em austenita retida e/ou martensita (daqui em diante também referida simplesmente como “fase metálica”) está presente será definido como segue. É preferível que a fase metálica (fase dura) seja composta principalmente de austenita retida, isto é, a fração de área de austenita retida é maior que a fração de área da martensita.
[00115] Diâmetro de círculo equivalente médio de fase metálica: 1,0 a 5,0 pm [00116] Para alcançar a funcionalidade intrínseca da chapa de aço TRIP, a área da fase metálica precisa ser maior que um certo nível. Consequentemente, o diâmetro de círculo equivalente da fase metálica é 1,0 pm ou mais. Por outro lado, quando a fase metálica é excessivamente grande, os vãos que estão presentes nas bordas dos grãos são passíveis de se ligarem entre si, como tensão na chapa de aço devido ao aumento do forjamento da chapa metálica Consequentemente, o diâmetro de círculo equivalente médio da fase metálica é preferivelmente 5,0 pm ou menos. O diâmetro de círculo equivalente médio da fase metálica é preferivelmente de 1,5 pm ou mais, e mais preferivelmente 1,8 pm ou mais, ou 2,0 pm ou mais. Além disso, o diâmetro de círculo equivalente médio da fase metálica é preferivelmente 4,8 pm ou menos, 4,4 pm ou menos, ou 4,2 pm ou menos, e mais preferivelmente 4 pm ou menos, 3,5 pm ou menos, ou 3 pm ou menos.
[00117] O diâmetro de círculo médio da fase metálica é determina
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24/45 do como a seguir. Inicialmente, de forma similar à medição da fração de área D, o diâmetro de circulo equivalente é determinado a partir da área de uma fase metálica individual a partir da fotografia da microestrutura após a causticaçâo Lepera. Então, a média (simples) dos diâmetros de círculo equivalentes medidos é definida como o diâmetro de círculo equivalente médio.
[00118] Distância mínima média entre fases metálicas adjacentes: 3 pm ou mais [00119] Para evitar o crescimento de vãos gerados em uma interface entre uma fase dura e uma fase macia e evitar que os vãos se liguem entre si em um grande vâo, é necessário garantir uma certa quantidade de distância entre as fases duras. Consequentemente, uma média das distâncias entre as fases metálicas adjacentes é de 3 pm ou menos.
[00120] Tendo em vista evitar a geração de fraturas devido ao crescimento do grão, a média é preferivelmente 4 pm ou mais, e mais preferivelmente 5 pm ou mais. Nenhum limite superior é particularmente definido. Entretanto, para alcançar a funcionalidade intrínseca da chapa de aço TRIP, a média é preferivelmente 10 pm ou menos.
[00121] A média das distâncias mínimas entre fases metálicas adjacentes é determinada como a seguir. 20 fases metálicas são selecionadas arbitrariamente, todas as distâncias entre uma das fases metálicas e outra mais adjacente a ela são calculadas, e sua média é calculada. As distâncias mínimas entre fases metálicas são determinadas submetendo-se uma imagem observada em um microscópio ótico após a causticaçâo Lepera à análise de imagem de forma similar à medição da fração de área D.
(C) Propriedades mecânicas [00122] Desvio-padrão da nano dureza: 2,5 GPa ou menos [00123] É possível impedir que os vãos se liguem entre si e cres
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25/45 çam em uma fratura pela redução da diferença de capacidade de conformação entre uma fase dura e uma fase macia para reduzir os vãos gerados em uma interface entre ambas as fases e criar um espaçamento entre vãos. Consequentemente, é possível inibir a geração de vãos pela redução da diferença na nano dureza, que corresponde à diferença na capacidade de deformação entre uma fase dura e uma fase macia. Na presente invenção, o desvio-padrão da nano dureza na seção transversal de uma a mostra é empregada como um indicador para a diferença de dureza entre a fase macia e a fase dura.
[00124] A nanodureza pode ser medida com o uso, por exemplo, de TriboScope/TriboIndenter disponibilizado por Hysitron. Os sistemas podem medir arbitrariamente nanodurezas a 100 ou mais pontos a uma carga de 1 mN, e calcular o desvio-padrão da nanodureza dos resultados.
[00125] Para reduzir a diferença de dureza entre uma fase macia e uma fase dura para inibir a geração de vãos, um desvio-padrão menor de nanodureza é preferível, e consequentemente ele é de 2,5 GPa ou menos. Preferivelmente, o desvio-padrão pode ser satisfatório se ele for de 2,4 GPa ou menos, ou 2,3 GPa ou menos.
[00126] Resistência à tração: 780 MPa ou mais [00127] A chapa de aço de acordo com a presente invenção tem preferivelmente uma resistência à tração de 780 MPa ou mais, que é um nível similar ao da chapa TRIP convencional. Não é particularmente necessário definir um limite superior para a resistência à tração. Entretanto, ela pode ser de 1200 MPa, 1150 MPa, ou 1000 MPa. Aqui, a resistência à tração se refere à resistência à fração na JIS Z 2241 (2011).
[00128] Produto do alongamento uniforme pela resistência à tração: 9500 MPa.% ou mais [00129] Um pequeno alongamento uniforme é passível de ser uma causa de redução da espessura da chapa devido à estricção durante a
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26/45 conformação por prensagem, e então ser a causa da fratura na prensagem. Para garantir a capacidade de conformação na prensagem, é preferível satisfazer um produto do alongamento uniforme (u-EI) pela resistência à tração (TS): TS χ u-EL > 9500 MPa%. Aqui, em um teste definido na JIS Z 2241 (2011), o alongamento uniforme é representado pela seguinte fórmula:
[00130] Alongamento uniforme (u-EL) = Ιη(εη0 + 1) [00131] onde em uma relação entre um estresse nominal ση e uma tensão nominal εη, εηΟ é a tensão nominal em um ponto em que o valor obtido diferenciando-se o estresse nominal ση com a tensão nominal εη é zero.
[00132] Tensão plástica equivalente: 0,50 ou mais [00133] A tensão plástica equivalente é convertida usando-se a relação entre o estresse de cisalhamento gs e a tensão plástica de cisalhamento esp em um teste de cisalhamento simples em uma relação entre o estresse de tração σ e a tensão de tração ε em um teste de tração uniaxial, que é diferente no modo de deformação, e um fator de conversão constante (k) é usado para fazer a conversão, consideram do-se uma regra de endurecimento isotrópico e uma relação conjugada de trabalho plástico.
[00134] Aqui, a regra do endurecimento isotrópico é uma regra de trabalho de endurecimento na qual é considerado que a forma da curva de rendimento não muda mesmo quando uma tensão se desenvolve (isto é, ele se expande em uma forma similar). A relação conjugada de trabalho plástico é uma relação na qual o trabalho de endurecimento é descrita apenas como uma função de um trabalho plástico, e apresenta a mesma quantidade de trabalho de endurecimento dado o mesmo trabalho plástico (σ χ ε) independentemente do modo de deformação.
[00135] Um estresse de cisalhamento e uma tensão plástica de cisalhamento em um teste de cisalhamento simples podem, assim ser
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27/45 convertidos em um estresse de tração e uma tensão de tração um teste de tração uniaxial. A relação está mostrada abaixo.
[00136] Estresse de tração do teste de tração σ (convertido) ··· estresse de cisaihamento do teste de cisaihamento simples gs x k [00137] Tensão de tração do teste de tração uniaxial ε (convertida) = tensão plástica de cisaihamento do teste de cisaihamento simples ssp/κ [00138] A seguir, o fator de conversão κ é determinado de modo que a relação entre o estresse de cisaihamento e a tensão plástica de cisaihamento seja similar a uma relação entre o estresse de tração e a tensão de tração. Por exemplo, o fator de conversão κ pode ser determinado no procedimento a seguir. Inicialmente é determinada a relação entre a tensão de tração ε (valor real) e o estresse de tração σ (valor real) em um teste de tração uniaxial. Então a relação entre a tensão de cisaihamento es (valor real) e o estresse de cisaihamento as (valor real) em um teste de cisaihamento uniaxial.
[00139] A seguir, κ é trocado para determinar uma tensão de tração ε (convertida) determinada a partir da tensão de cisaihamento εε (valor real) e um estresse de tração σ (convertido) determinado do estresse de cisaihamento gs (valor real). Então, é determinado o estresse de tração σ (convertido) quando a tensão de tração ε (convertida) é de 0,2% para o alongamento uniforme (u-EI). Nesse momento, um erro entre o estresse de tração σ (convertido) e o estresse de tração σ (valor real ) é determinado, e κ que minimiza o erro é determinado com o método de quadrados mínimos.
[00140] A tensão plástica equivalente 8eq é definida como a tensão plástica de cisaihamento ssp (ruptura) no momento da ruptura em um teste de cisaihamento simples convertido, com o uso do κ determinado, em uma tensão de tração ε em um teste de tração simples.
[00141] A chapa de aço de acordo com a presente invenção é ca
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28/45 racterizada pela boa capacidade de trabalho e um domínio de altatensão tipificado pelo forjamento da chapa metálica, e sua tensão plástica equivalente eeq satisfaz 0,50 ou mais. Uma vez que a tensão plástica equivalente de um aço TRIP convencional é, no mínimo, da ordem se 0,30 , foi confirmado que a chapa de aço de acordo com a presente invenção tem uma boa capacidade de forjamento da chapa.
(D) Dimensão [00142] Espessura da chapa: 1,0 a 4,0 mm [00143] A chapa de aço de acordo com a presente invenção encontra aplicação principalmente em automóveis e similares e a espessura da chapa está variado principalmente de 1,0 a 4,0 mm. , e, conforme necessário, o limite inferior pode ser 1,2 mm, 1,4 mm, ou 1,6 mm, e o limite superior pode ser 3,6 mm, 3m2 mm ou 2,8 mm.
(E) Método de produção [00144] Dos estudos até aqui, os presentes inventores confirmaram que a chapa de aço laminada a quente da presente invenção podem ser produzidas pelos processos de produção (a) a (I) a seguir. Será feita agora a descrição em detalhes de cada um dos processos de produção. Processo de fusão [00145] Os métodos de produção antes da laminaçâo a quente não são particularmente limitados. Em outras palavras, subsequente à fusão em um alto forno ou em um forno elétrico, uma variedade de segundas fusões é executada para fazer o ajuste para a composição de componentes descrita acima Então, métodos tais como o lingotamento contínuo comum e lingotamento de placas finas podem ser usados para produzir uma placa. Nesse momento, sucata ou similar pode ser usado como matérias primas desde que o material possa ser controlado na faixa de componentes da presente invenção.
(b) Processo de laminaçâo a quente [00146] Uma placa produzida é aquecida e submetida à laminaçâo
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29/45 a quente em uma chapa de aço laminada a quente. Não há limite particular para as condições do processo de laminação a quente. Entretanto, a temperatura de aquecimento antes da laminação a quente é preferivelmente 1050 a 1260°C. No caso de lingotamento contínuo, a placa pode ser resfriada até uma baixa temperatura, e então aquecida novamente e laminada a quente, ou pode ser aquecida e laminada a quente subsequentemente ao lingotamento contínuo sem resfriamento. [00147] Após o aquecimento, a placa extraída de um forno de aquecimento é submetida à laminação de desbaste e subsequentemente à laminação de acabamento de múltiplas cadeiras. Como descrito acima, a laminação de acabamento é a laminação de acabamento de múltiplas cadeiras conduzida pela laminação contínua em várias cadeiras, três cadeiras ou mais (por exemplo, 6 ou 7 cadeiras). A laminação de acabamento final é executada de modo que a tensão cumulativa (tensão cumulativa efetiva) de laminação nas três cadeiras finais seja 0,10 a 0,40.
[00148] Como descrito acima, a tensão cumulativa efetiva é um indicador que leva em consideração a variação do tamanho do grão de acordo com a temperatura durante a laminação e a redução de laminação de uma chapa de aço pela laminação e a variação do tamanho do grão quando os grãos se recuperam estaticamente em um período de tempo após a laminação. A tensão cumulativa efetiva (seff) pode ser determinada pela fórmula a seguir:
Tensão cumulativa efetiva (seff) = Eei(ti, Ti)... (1) onde Σ na fórmula (1) representa a soma para i = 1 a 3.
[00149] i = 1, i = 2, e i = 3 indicam uma primeira cadeira de laminação a partir da última na laminação de acabamento de múltiplas cadeiras (isto é, a cadeira de laminação final), a segunda cadeira de laminação a partir da última, e a terceira cadeira de laminação a partir da última, respectivamente.
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30/45 [00150] Aqui, para cada cadeira de iaminação indicada por i, si é representado pela fórmula a seguir:
ei(ti, Ti) = ei/exp((ti/rR)2/3)... (2) onde ti: tempo (s) entre a iésima cadeira de Iaminação a partir da última e o início do resfriamento primário
Ti: temperatura de Iaminação (K) da iésima cadeira de laminação a partir da última ei: tensão logarítmica quando laminada na iésima cadeira a partir da última ei ··· |ln{1 - (espessura da chapa no lado de entrada da iésima cadeira - espessura da chapa no lado de saída da iésima cadeira) / espessura da chapa no lado de entrada da iésima cadeira)}| ~ jln{( espessura da chapa no lado de saída da iésima cadeira) / (espessura da chapa no lado de entrada da iésima cadeira)}| ... (3) tR - iO-exp(Q/(R-Ti))... (4) τθ - 8.46 x 10-9 (s)
Q: constante de ativação de energia em relação ao movimento de deslocamentos no Fe = 183200 (J/mol)
R: constante de gás ™ 8.314 (J/(K-mol)) [00151] Pela definição de tensão cumulativa efetiva assim derivada, o diâmetro de círculo equivalente médio da fase metálica composta principalmente de austenita retida e a distância entre fases metálicas adjacentes são limitadas, e a variação na nano dureza é reduzida. Como resultado, pode ser obtida uma chapa de aço com excelente capacidade de forjamento da chapa, na qual a geração de vãos é inibida em uma interface entre uma fase dura e uma fase macia e é difícil para os vãos se ligarem entre si mesmo quando os vãos crescem, e assim o forjamento da chapa metálica não provoca fraturas.
[00152] A temperatura de término da Iaminação de acabamento,
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31/45 isto é, a temperatura do processo de laminaçâo a quente contínua, pode ser satisfatória se for Ara (°C) ou mais a menos de Ars (°C) + 30°C. Isto é porque a laminaçâo pode ser completada na zona de duas fases enquanto a quantidade de austenita retida é limitada. O valor de Ara pode ser determinado pela seguinte fórmula:
Ar3 = 970 - 325 x C + 33 x Si + 287 x P + 40 x Al - 92 x (Mn + Mo + Cu) - 46 x (Cr + Ni) onde o símbolo de um elemento na fórmula acima representa o teor (em % em massa) do elemento na chapa de aço laminada a quente e é substituído por zero quando o elemento não está contido.
(c) Primeiro processo (acelerado) de resfriamento [00153] Após a laminaçâo de acabamento ser completada, o resfriamento da chapa de aço laminada a quente resultante é iniciado em até 0,5 segundo. Então, a chapa é resfriada a uma taxa média de resfriamento de 10 a 40°C/s até uma temperatura se 650 a 750°C, e posteriormente a chapa é resfriada a ar por 3 a 10 segundos (processo de resfriamento a ar). Nesse processo e no resfriamento subsequente a ar, é promovida a transformação ferrítica, e é alcançada a distribuição de C necessária para a austenita ser retida no processo de bobinamento subsequente. Quando a taxa média de resfriamento do primeiro processo de resfriamento é menor que 10°C/s, perlita é passível de ser gerada. Por outro lado, quando ela é maior que 40°C/s, ocorre a transformação bainítica a uma temperatura relativamente alta ao invés da transformação ferrítica, evitando que a austenita seja retida no processo subsequente.
[00154] Além disso, quando a taxa de resfriamento no ar é maior que 8°C/s ou a duração do resfriamento é maior que 10 segundos, bainita é passível de ser gerada e a fração de área de bainita aumenta. Por outro lado, quando a taxa de resfriamento no ar é menor que 4°C/sou a duração do resfriamento é menor que 3 segundos, perlita é
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32/45 passível de ser gerada. Deve ser notado que “resfriamento no ar” conforme usado aqui significa que a chapa de aço é resfriada ao ar a uma taxa de resfriamento de 4 a 8°C/s.
(d) Segundo processo (acelerado) de resfriamento [00155] Imediatamente após o processo de resfriamento a ar, a chapa é resfriada a uma taxa média de resfriamento de 30°C/s ou mais até uma temperatura de 350 a 450°C.O limite superior da taxa média de resfriamento não é particularmente limitado. Entretanto, ela pode ser de 1000°C/s ou menos porque há a preocupação de que a chapa de aço empene devido à tensão térmica provocada pelo desvio térmico.
(e) Processo de bobinamento [00156] Posteriormente, a chapa de aço laminada a quente resfriada é bobinada. As condições após o processo de bobinamento não são particularmente limitadas. Entretanto, pode ser satisfatório se a taxa média de resfriamento após o resfriamento até 200°C em termos de temperatura de superfície da bobina seja 30 a 100°C/h. Após o segundo processo (acelerado) de resfriamento, pode haver resfriamento a ar antes do processo de bobinamento. Para o resfriamento a ar no ar, não é particularmente necessário limitar-se a taxa de resfriamento.
[00157] A presente invenção será descrita agora especificamente em relação a um exemplo, embora a presente invenção não seja limitada pelo exemplo.
Exemplo 1 [00158] Um aço, que tem a composição química mostrada na Tabela 1, foi fundido em uma placa. A placa foi laminada a quente, resfriada e então bobinada sob as condições mostradas na Tabela 2 para produzir uma chapa de aço laminada a quente. As espessuras das chapas de aço resultantes estão mostradas na Tabela 3.
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Tabela 1
I ipo de aço Composição química (em % em massa, o saldo: Fe e impurezas)
c Si Mn Ai N P S Ti Nb V Cu Ni Cr Mo B Mg Ca REM outros
A 0,193 1,54 1,51 0,050 0,003 0,008 0,003 - -
B 0,101 2,06 1,97 0,040 0,003 0,010 0,003 0,016
C 0,217 2,05 2,18 0,290 0,003 0,015 0,004 - -
D 0,200 3,15 1,61 0,030 0,004 0,012 0,005 - - - -
E 0,074 2,45 1,95 0,050 0,003 0,009 0,003 0,012 - -
F 0,203 2,26 0,84 0,030 0,003 0,015 0,004 - 0,050 - -
G 0,211 1,04 1,93 0,140 0,004 0,012 0,005 - 0,20 -
H 0,227* 2,38 1,76 0,030 0,003 0,015 0,004 - - - -
1 0,063* 2,77 2,13 0,050 0,004 0,012 0,003 - - -
J 0,123 3,25* 1,61 0,030 0,003 0,013 0,004 - - - -
K 0,212 0,93* 1,77 0,020 0,004 0,011 0,005 - - -
L 0,136 2,23 2,35* 0,050 0,004 0,015 0,003 - - - -
M 0,209 2,34 0,71* 0,030 0,003 0,012 0,004 - - -
N 0,205 1,61 1,58 0,050 0,003 0,008 0,003 - - 0,15 - Zr:0.02
O 0,196 1,51 1,54 0,030 0,003 0,013 0,002 - - - 0,25
P 0,188 1,59 1,50 0,030 0,003 0,012 0,003 - - - - - - 0,20 Co:0.01
Q 0,216 1,60 1,46 0,030 0,003 0,014 0,003 - - - - - - - 0,0005 -
R 0,110 2,11 1,93 0,040 0,003 0,015 0,002 - - - - - - - - Sn: 0.001
s 0,108 2,00 2,04 0,030 0,004 0,013 0,002 - - - - - - - - 0,0006 -
T 0,100 2,16 2,11 0,030 0,003 0,014 0,004 - - - - - - - - - 0,0010 W:0.04
u 0,106 2,03 2,00 0,030 0,003 0,010 0,002 - - - - - - - - 0,0005 -
33/45 * indica fora da definição da presente invenção
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Tabela 2
Teste N° Tipo de aço Ar3 (°C) Temperatura de aquecimento (°C) Lam. de acabamento Primeiro resfriamento
Temperatura final (°C) Tensão cumulativa nas três cadeiras finais Tempo antes do inicio do resfriamento (s) Taxa média de resfriamento (°C/s)
1 Ã 823 1230 840 0,372 0,33 18 |
2 A 823 1270 850 0,348 0,33 18 |
3 A 823 1035 não aplicável à laminação de acabamento devido à sobrecarga na laminação de desbaste |
4 A 823 1230 810 0,388 0,50 12
5 Λ A 823 1230 890 0,253 0,33 25
6 Λ A 823 1230 830 0,464 0,29 19
7 Λ A 823 1230 850 0,083 0,44 27
8 A 823 1230 850 0,280 0,60 11
9 A 823 1230 850 0,289 0,50 9
10 A 823 1230 850 0,348 0,33 14
11 A 823 1230 830 0,370 0,40 28
12 A 823 1230 830 0,395 0,33 18
13 A 823 1230 850 0,348 0,33 18
14 A 823 1230 850 0,359 0,31 19
15 A 823 1230 850 0,356 0,44 24
16 A 823 1230 830 0,356 0,44 24
..........17......... A 823 1230 830 0,370 0,40 15
18 A 823 1230 850 0,359 0,31 19
19 A 823 1230 850 0,348 0,33 18
20 A 823 1230 840 0,372 0,33 18
21 A 823 1230 840 0,372 0,33 18
22 A 1230 840 0,396 0,28 210 |
34/45
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Teste N° Tipo de aço Ar3 (°C) Temperatura de aquecimento (°C) Lam. de acabamento Primeiro resfriamento
Temperatura final (°O Tensão cumulativa nas três cadeiras finais Tempo antes do inicio do resfriamento (s) Taxa média de resfriamento (°C/s)
23 B 828 1200 840 0,320 0,40 15
24 C 782 1200 810 0,386 0,40 15
25 D 865 1200 890 0,207 0,40 21
26 E 852 1200 870 0,251 0,40 18
..........27......... F 907 1200 920 0,148 0,40 25
28 G 749 1200 770 0,136 0,44 13
29 H + 818 1200 840 0,305 0,44 13
30 I + 850 1200 870 0,236 0,44 16
31 J * 894 1200 910 0,153 0,44 22
32 K + 773 1200 800 0,395 0,44 13
33 L + 789 não aplicável para laminação devido a fratura na placa |
34 M * 919 1200 920 0,136 0,44 23 |
35 N 809 1180 820 0,396 0,31 19 |
36 O 808 1180 820 0,396 0,31 19 |
37 P 810 1180 820 0,396 0,31 19 |
38 Q 823 1180 840 0,354 0,31 19 |
39 R 832 1210 850 0,332 0,31 19 |
40 S 818 1210 840 0,354 0,31 19 |
41 T 820 1210 840 0,354 0,31 19 |
42 u 823 1210 840 0,354 0,31 19 |
35/45 * indica fora da definição da presente invenção
Petição 870190090709, de 12/09/2019, pág. 68/81 [Tabela 2] -continuação-
Teste N° Tipo de aço Resfriamento a ar Segundo resfriamento Bobinamento
Temperatura inicial (°C) Tempo (s) Taxa média de resfriamento (°C/s) Temperatura inicial (°C) Taxa de resfriamento (°C/s) Temperatura de parada (°C) Temperatura de bobinamento (°C) Taxa média de resfriamento até 200°C (°C/h)
1 A 704 6 6,0 704 49 390 390 50
2 A 714 6 6,0 714 55 360 360 50
3 A não aplicável à laminação de acabamento devido à sobrecarga na laminação de desbaste
4 A 656 9 6,0 656 32 350 350 40
5 A 714 6 6,0 714 55 360 360 50
6 A 715 4 6,3 715 43 430 430 95
7 A 614 9 4,0 614 35 350 350 60
8 A 696 9 6,0 696 31 360 360 90
9 A 690 10 6,0 690 56 360 360 50
10 A 734 6 6,0 734 52 400 400 90
11 A 603 7 5,2 603 32 350 350 70
12 A 724 1 6,0 724 30 380 380 70
13 A 677 12 6,0 677 804 350 350 40
14 A 750 3 3,4 740 33 400 400 90
15 A 650 - - 650 18 350 350 40
16 A 650 10 6,0 590 36 350 350 40
17 A 694 6 6,0 694 29 440 440 100
18 A 732 3 6,0 732 31 470 470 100
19 A 708 7 6,0 708 66 350 320 30
20 A 722 3 6,0 722 36 380 380 120
21 A 722 3 6,0 722 36 380 380 15
22 A 650 6 6,0 614 31 360 360 50
23 B 686 7 7,7 686 38 390 370 60
24 C 656 7 7,7 656 35 380 370 60
25 D 696 7 7,7 696 37 400 400 80
36/45
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Teste N° Tipo de aço Resfriamento a ar Segundo resfriamento Bobinamento
Temperatura inicial (°C) Tempo (s) Taxa média de resfriamento (°C/s) Temperatura inicial (°C) Taxa de resfriamento (°C/s) Temperatura de parada (°C) Temperatura de bobinamento (°C) Taxa média de resfriamento até 200°C (°C/h)
26 E 722 7 4,0 722 41 400 400 80
27 F 722 7 4,0 722 41 400 400 80
28 G 634 9 4,0 634 38 350 350 50
29 H * 708 8 4,0 708 41 360 360 50
30 I * 718 8 4,0 718 42 360 360 50
31 J * 718 8 4,0 718 42 360 360 50
32 K ‘ 668 8 4,0 668 36 360 360 50
33 L * não aplicável para laminação devido a fratura na placa
34 M * 718 | 8 4,0 718 39 380 380 80
35 N 704 4 4,0 704 37 430 430 95
36 O 704 4 4,0 704 37 430 430 95
37 P 704 4 4,0 704 41 400 400 80
38 Q 724 i 4 4,0 724 43 400 400 80
39 R 734 4 4,0 734 45 400 400 80
40 S 724 4 4,0 724 43 400 400 80
41 T 724 | 4 4,0 724 43 400 400 80
42 u 724 4 4,0 724 43 400 400 80
37/45 * indica fora da definição da presente invenção
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Tabela 3
Teste N° I ipo de aço Espessura da chapa (mm) Metal microestruturas Propriedades mecânicas
Perlita (% em área) Ferrita (% em área) Bainita (% em área) Martensita (% em área) Y retida (% em área) Diâmetro de círculo equivalente médio da fase metálicat (um) Distância mínima média da fase metálicat (ptn) Desvio padrão da nano dureza (GPa) TS (MPa) TSxu-EL (MPa-%) Tensão plástica equivalente
1 A 1,6 0 58 33 0 9 3,0 6 2,3 811 15409 0,60 Ex. da invenção
2 A 1,6 0 30 69 0 1 ' 3,0 9 2,4 830 12940 0,40
3 A não aplicável à laminação de acabamento devido à sobrecarga na laminação de desbaste
4 A 1,6 0 18 80 * 2 0 * 4,0 5,0 1,3 933 5598 0,90
5 A 1,6 0 65 25 0 10 5,5 2 2,8 * 870 16530 0,30
6 A 1,5 0 68 21 0 11 ' 3,8 2 * 3,2 ’ 795 16695 0,30
7 A 3,6 0 19 75 * 6 * 0 * 2,5 8,0 1,8 890 7120 0,70
8 A 1,6 0 19 71 * 10 * 0 * 2,0 9,0 1,7 885 8850 0,40
9 A 1,6 15 * 65 20 0 0 * 2,6 * 741 8151 0,40
10 A 1,6 20 * 75 5 ’ 0 0 ' - - 2,6 ’ 733 7330 0,40
11 A 2,1 0 15 80 * 5 * 0 * 2,0 7,0 1,7 906 9060 0,70
12 A 1,6 10 ' 90 0 * 0 0 * - - 2,7 * 716 9308 0,40 Exemplo comparativo
13 A 1,6 0 10 85 * 5 0 * 2,0 6,0 1,4 855 9405 0,80
14 A 5,0 0 78 14 8 * 0 ' 2,2 8,5 1,9 820 9840 0,40
15 A 1,6 0 0 100 0 0 - - 1,2 941 4705 0,40
16 A 1,6 0 18 78 * 4 * 0 * 3,0 5,5 1,3 850 9350 0,70
17 A 1,6 0 57 26 17 0 * 1,5 2,0 2,1 832 9152 0,80
18 A 1,6 0 59 41 0 0 ' - - 1,1 820 8200 0,90
19 A 1,6 0 60 30 10 * 0 * 2,0 4,0 2,6 * 837 9207 0,40
20 A 1,6 0 59 28 13 * 0 * 1,8 4,5 2,2 823 9053 0,80
21 A 1,6 0 58 42 0 0 * 1,3 841 9251 0,80
22 A 1,6 0 28 68 0 4 0,7 ’ 1 * 3,0 ’ 820 9020 0,20
38/45
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Teste N° Tipo de aço Espessura da chapa (mm) Metal microestruturas Propriedades mecânicas
Perlita (% em área) Ferrita (% em área) Bainita (% em área) Martensita (% em área) ¥ retida (% em área) Diâmetro de círculo equivalente médio da fase metálicat (pm) Distância mínima média da fase metálicat (pm) Desvio padrão da nano dureza (GPa) TS (MPa) TSxu-EL (MPa-%) Tensão plástica equivalente
23 B 1,0 0 43 52 1 4 2,2 8 2,1 832 14976 0,70 Exemplo da invenção
24 C 1,0 0 29 65 2 4 2,0 9 2,0 1136 17040 0,60
25 D 1,0 0 35 60 2 3 1,5 10 2,0 1045 16720 0,65
26 E 3,6 0 59 37 1 3 1,2 9 2,0 782 11730 0,55
27 F 3,6 0 60 32 0 8 2,5 5 2,4 803 14454 0,60
28 G 3,6 0 49 44 0 7 2,5 5 2,2 796 14328 0,60
29 H * .........3,6......... 0 55 28 0 17 * 6,0 * 2 2,7 * 968 15488 0,30 Exemplo comparativo
30 1 * 3,6 0 86 3 * 11 * 0 * 2,0 7,0 2,4 754 9048 0,50
31 J * 3,6 0 45 50 0 5 2,0 9 2,3 978 9466 0,60
32 K * 3,6 0 5 85 * 10 * 0 * 2,5 10,0 1,8 713 9269 0,80
33 L * não aplicável para laminação devido a fratura na placa
34 M * 3,6 0 75 20 5 * 0 * 2,0 6,5 2,4 761 9132 0,50
35 N 3,6 0 60 30 0 10 4,2 5 2,5 828 16560 0,55 Exemplo da invenção
36 O 3,6 0 57 34 0 9 3,1 6 2,4 825 15675 0,60
37 P 3,6 0 59 32 1 8 2,8 4 2,3 798 16758 0,60
38 Q 3,6 0 60 30 1 9 2,6 4 2,4 841 15979 0,65
39 R 3,6 0 44 50 1 5 2,3 8 2,0 861 14637 0,70
40 S 3,6 0 40 55 1 4 2,0 9 2,0 849 14433 0,70
41 T 3,6 0 41 54 1 4 1,8 8 1,9 887 14192 0,60
42 u 3,6 0 42 53 1 4 1,6 7 1,8 845 14365 0,70
39/45 * indica fora da definição da presente invenção 1 indica uma fase metálica consistindo de austenita retida e/ou martensita
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Microestrutura metálica [00159] Os presentes inventores observaram que estruturas metálicas da chapa de aço laminada a quente resultante e mediram a fração de área de cada uma das microestruturas. Especificamente, quando a largura e a espessura da chapa de aço em uma seção transversal perpendicular à direção de laminação da chapa de aço são definidas por W e t, respectivamente, um espécime para observação da estrutura metálica foi cortado em uma posição 1/4W a partir de uma extremidade da face da chapa de aço e 1/4t a partir da superfície da chapa de aço.
[00160] Então, a seção transversal na direção da laminação (a assim chamada direção L) do espécime foi submetida à causticação Nital, e observada em um campo de visão de 300 pm x 300 pm usandose microscópio ótico após a causticação. Então, a fotografia da microestrutura resultante foi submetida à análise de imagem para determinar a fração de área C de bainita, martensita e austenita retida.
[00161] A seguir, a porção submetida à causticação Nltal foi submetida à causticação Lepera e observada em um campo de visão de 300 pm x 300 pm usando-se um microscópio ótico. Então a fotografia da microestrutura resultante foi submetida à análise de imagem para calcular a fração de área total D de austenita retida e martensita. Além disso, uma amostra submetida ao revestimento até uma profundidade de 1/4 da espessura da chapa a partir da direção normal da superfície da chapa foi usada para determinar a razão de volume da austenita retida com medição da difração de raios X. Uma vez que a razão de volume é substancialmente igual à fração de área, a razão de volume foi definida como a fração de área E da austenita retida. A fração de área de bainita foi determinada a partir da diferença entre a fração de área Cea fração de área D, e a fração de área de martensita foi determinada a partir da diferença entre a fração de área E e a fração de
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41/45 área D. Dessa forma, foi determinada a fração de área de cada uma entre ferrita, bainita, martensita, austenita retida e perlita.
[00162] Além disso, o número de fases metálicas e a área da fase metálica foram determinadas a partir da fotografia da microestrutura após a causticação Lepera como descrito acima, os diâmetros de círculo equivalentes foram determinados, e foi tirada a média dos diâmetros de círculo equivalentes para determinar o diâmetro de círculo equivalente médio. Similarmente, da fotografia da microestrutura após a causticação Lepera, 20 fases metálicas foram selecionadas arbitrariamente, toda distância entre uma das fases metálicas e outra mais adjacente foi medida, e sua média foi calculada.
Propriedades mecânicas [00163] Entre propriedades mecânicas, as propriedades de resistência à tração (resistência à tração (TS), e alongamento uniforme (u~ EL)) foram avaliadas em conformidade com a JIS Z 2241 (2011) usando-se um espécime n° 5 da JIS Z 2241 (2011), que foi tirado de uma posição 1/4W ou 3/4W partir de uma extremidade da chapa na direção da largura da chapa quando a largura da chapa é definida como W com a direção (direção da largura) perpendicular à direção de lamlnação sendo a direção longitudinal.
[00164] Além disso, os presentes inventores conduziram um teste de cisalhamento simples em um procedimento descrito abaixo, e determinaram a tensão plástica equivalente com base nos resultados.
[00165] Um espécime para o teste de cisalhamento simples é tirado em uma posição a1/4W ou 3/4W a partir de uma extremidade da chapa de aço na direção da largura da chapa quando a largura da chapa é definida como W com uma direção (direção da largura) perpendicular ã direção de laminaçâo a longitudinal. Um espécime para o teste de cisalhamento simples é tirado em uma posição 1/4W ou 3/4W a partir de uma extremidade da chapa na direção da largura da chapa quando a
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42/45 largura da chapa é definida como W com uma direção (direção da largura) perpendicular à direção de laminaçâo sendo a direção longitudinal. A Figura 1(a) ilustra um exemplo do espécime. O espécime para o teste de cisalhamento simples ilustrado na Figura 1(a) foi processado em um espécime retangular de 23 mm na direção da largura da chapa de aço e 38 mm na direção de laminaçâo da chapa de aço de forma tal que ambos os lados fossem polidos uniformemente até uma espessura de chapa de 2,0 mm para espessura de chapa uniforme.
[00166] Mandris foram aplicados às porções opostas de madrilagem 2 nos lados longos (direção de laminaçâo) do espécime, cada porção de mandrilagem tendo 10 mm ao longo da direção do lado curto (direção da largura), de modo que a largura de cisalhamento (porção de geração de deformação de cisalhamento 1) de 3 mm é fornecida no centro do espécime. No caso em que a espessura da chapa é menor que 2,0 mm, o teste foi conduzido com a espessura da chapa sendo deixada intacta sem polimento. Além disso, o centro do espécime foi marcado com uma linha reta na direção do lado curto (direção da largura) com uma caneta ou similar.
[00167] Então os lados longos mandrilados foram movidos em direções opostas ao longo da direção do lado longo (direção de laminação) de modo que o espécime fosse submetido à deformação de cisalhamento carregando-se o espécime com um estresse de cisalhamento as. A Figura 1(b) ilustra um exemplo do espécime submetido à deformação de cisalhamento. O estresse de cisalhamento as é um estresse nominal como determinado na fórmula a seguir.
[00168] estresse de cisalhamentoas ™ fora de cisalhamento / (comprimento do espécime na direção de laminaçâo da chapa de aço x espessura da chapa do espécime).
[00169] Uma vez que o comprimento e a espessura da chapa são invariáveis no teste de cisalhamento, pode ser considerado que o es
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43/45 tresse nominal de cisaihamento é aproximadamente igual ao estresse de cisaihamento verdadeiro. Durante o teste de cisaihamento, uma câmera CCD foi usada para capturar a linha reta desenhada no centro do espécime e a inclinação Θ da linha foi medida (ver Figura 1(b)). A partir da inclinação Θ, a tensão de cisaihamento ss, que foi gerada devido à deformação de cisaihamento, foi determinada usando-se a seguinte fórmula:
Tensão de cisaihamento ss = tan(0) [00170] Para o teste de cisaihamento simples, foi usado um testador de cisaihamento simples (deslocamento máximo: 8 mm). Consequentemente, há uma limitação para o curso (deslocamento) do testador. Além disso, uma vez que fraturas podem ser geradas em uma extremidade ou em uma porção mandrilada do espécime, apenas um teste de cisaihamento pode não completar o teste até a ruptura dos espécimes em alguns casos. Como tal, um método de “teste de cisaihamento de múltiplas etapas”, no qual uma série de operações incluindo aplicação de uma carga de teste de cisaihamento, remoção da carga, corte de uma extremidade de uma porção mandrilada do espécime em uma linha reta, e reaplicação de uma carga foi repetida, foi aplicada conforme descrito acima.
[00171] Para avaliar o resultado do teste de cisaihamento simples contínuo conectando-se os resultados desses testes de cisaihamento de múltiplas etapas em série, uma tensão plástica de cisaihamento (ssp) foi determinada como a seguir subtraindo-se a tensão de cisaihamento elástico (sse) levando em consideração um módulo de cisaihamento elástico a partir de uma tensão de cisaihamento (ss) obtida em cada etapa do teste de cisaihamento, de modo que as tensões plásticas de cisaihamento (ss) em todas as etapas fossem conectadas em apenas uma:
tensão plástica de cisaihamento ssp ™ tensão de cisaihamento ss
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44/45 tensão de cisalhamento elástica gse tensão de cisalhamento elástica sse = as/G onde os: estresse de cisalhamento
G: módulo de cisalhamento elástico
Here, G = E/2(1 + v) was nearly equal to 78000 (MPa).
E (Módulo de Young (modulo de elasticidade longitudinal)) = 206000 (MPa)
Razão de Poisson (v) ·· 0,3 [00172] O teste de cisalhamento simples foi conduzido até o espécime se romper. Dessa forma, é possível traçar uma relação entre o estresse de cisalhamento gs e a tensão plástica de cisalhamento esp. Então, a tensão plástica de cisalhamento quando o espécime se rompe é sspf.
[00173] 0001A partir da relação entre o estresse de cisalhamento gs obtida no teste de cisalhamento simples e a tensão plástica de cisalhamento espf quando o espécime se rompe, um fator de conversão κ é usado para determinar a tensão plástica equivalente seq no método descrito acima.
[00174] A seguir foi medido o desvio padrão da nano dureza. O espécime para a observação da microestrutura metálica foi polido novamente. O espécime foi medido em áreas de medição de 25 pm x 25 um cada uma a intervalos de 5 pm em uma posição 1/4 de profundidade (porção 1/4t) da espessura da chapa t a partir da superfície da chapa de aço em uma seção transversal em paralelo à direção de laminação sob uma carga de 1 mN (carga 10s e descarga 10s). A partir dos resultados, foram calculados o valor médio da nano dureza e o desvio padrão da nano dureza. A nanodureza foi medida com o uso de TriboScope/Triboindenter disponibilizado pela Hysitron.
[00175] Os resultados da medição estão mostrados também na Ta
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45/45 bela 3.
[00176] Como pode ser claramente visto da Tabela 3, de acordo com a chapa de aço laminada a quente conforme a presente invenção, uma chapa de aço laminada a quente apresenta propriedades equilibradas, que tem uma resistência à tração (TS) de 780 MPa ou mais, com o produto (TS x u-EL) do alongamento uniforme n u-EL pela resistência à tração TS sendo igual a 9500 MPa-% ou mais. Além disso, a chapa de aço laminada a quente de acordo com a presente invenção tem uma tensão plástica equivalente de 0,50 ou mais, e foi confirmado que a chapa de aço pode suportar trabalho de alta-tensão tal como forjamento da chapa metálica.
Aplicabilidade industrial [00177] De acordo com a presente invenção, pode ser fornecida uma chapa de aço laminada a quente com excelente capacidade de forjamento da chapa que mantém as características básicas para um aço TRIP tias como estampagem profunda, e capacidade de trabalho de abaulamento. Consequentemente, a chapa de aço laminada a quente de acordo com a presente invenção pode encontrar ampla aplicação em peças de máquinas, etc. Em particular, quando ela é aplicada ao trabalho em chapas de aço incluindo trabalho em uma faixa de alta-tensão tal como forjamento de chapa metálica, seus efeitos notáveis podem ser alcançados.
Lista de sinais de referência
- porção de geração de deformação de cisalhamento
- porções de mandrilagem

Claims (2)

REIVINDICAÇÕES
1. Chapa de aço laminada a quente caracterizada pelo fato de que tem uma composição química consistindo, em % em massa, em:
C: 0,07 a 0,22%,
Si: 1,00 a 3,20%,
Mn: 0,80 a 2,20%,
Al: 0,010 a 1,000%,
N: 0,0060% ou menos,
P: 0,050% ou menos,
S: 0,005% ou menos,
Ti: 0 a 0,150%,
Nb: 0 a 0,100%,
V: 0 a 0,300%,
Cu: 0 a 2,00%,
Ni: 0 a 2,00%,
Cr: 0 a 2,00%,
Mo: 0 a 1,00%,
B: 0 a 0,0100%,
Mg: 0 a 0,0100%,
Ca: 0 a 0,0100%,
REM: 0 a 0,1000%,
Zr: 0 a 1,000%,
Co: 0 a 1,000%,
Zn: 0 a 1,000%,
W: 0 a 1,000%,
Sn: 0 a 0,050%, e o saldo: Fe e impurezas, em que, quando a largura e a espessura da chapa de aço em uma seção transversal perpendicular à direção de laminação da chapa de
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2/2 aço são definidas como W e t respectivamente, a microestrutura metálica inclui, em % em área, em uma posição 1/4W ou 3/4W de uma extremidade da face da chapa de aço e 1/4t ou 3/4t de uma superfície da chapa de aço, austenita redita: mais do que 2% a 10% ou menos, martensita: 2% ou menos, bainita: 10 a 70%, perlita: 2% ou menos, o saldo: ferrita um diâmetro de círculo equivalente médio de uma fase metálica constituída de austenita retida e/ou martensita é 1,0 a 5,0 pm, a média das distâncias mínimas entre fases metálicas adjacentes é de 3 pm ou mais, e o desvio-padrão da nanodureza é 2,5 GPa ou menos.
2. Chapa de aço laminada a quente de acordo com a reivindicação 1, caracterizada pelo fato de que uma resistência à tração é 780 MPa ou mais, e uma espessura da chapa é de 1,0 a 4,0 mm.
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