BR112019019586A2 - chapa de aço laminada a quente - Google Patents

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Ootsuka Kazuya
Yoshikawa Nobuo
Yonemura Shigeru
Yokoi Tatsuo
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Nippon Steel Corp
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Abstract

uma chapa de aço laminada a quente, onde: a composição química, em % em massa, é c: 0,020 ? 0,180%, si: 0,05 ? 1,70%, mn: 0,50 ? 2,50%, 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%, saldo: fe e impurezas; a estrutura metálica nos locais 1/4w ou 3/4w a partir da extremidade da chapa de aço e 1/4t ou 3/4t a partir da superfície é, em % em área, martensita: maior que 2% a 10%, austenita retida: < 2%, bainita: ¿ 40%, perlita: ¿ 2%, saldo: ferrita; o diâmetro de círculo equivalente médio das fases metálicas feita de martensita/austenita retida é 1,0 - 5,0 ¿m; o valor médio para a menor distância entre fases metálicas adjacentes é de pelo menos 3 ¿m; e o desvio padrão da nano dureza é 2,0 gpa ou menos.

Description

Relatório Descritivo da Patente de Invenção para CHAPA DE AÇO LAMINADA A QUENTE.
Campo técnico [1] A presente invenção refere-se a uma chapa de aço laminada a quente.
Antecedentes da técnica [2] Alta resistência e alta capacidade de trabalho de prensagem são exigidas para chapas de aço usadas nas 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 ductilidade durante o trabalho quanto resistência à colisão após montada em um automóvel.
[3] Dados tais antecedentes, foram propostas chapas de aço dual-fase de alta resistência (daqui em diante referidas simplesmente como “chapas de aço DP”), que têm uma propriedade de fadiga melhor e maior propriedade de rebarbação (capacidade de expansão de furo) que as chapas de aço da técnica anterior.
[4] Por exemplo, o Documento de Patente 1 descreve uma chapa de aço com uma fase ferrita reforçada, na qual em microestruturas que consistem de fase ferrita como fase principal e uma segunda fase dura (martensita), o tamanho médio do grão de ferrita é de 2 a 20 μηπ, um valor obtido dividindo-se o tamanho médio do grão da segunda fase pelo tamanho médio do grão de ferrita é 0,05 a 0,8 , e a concentração de carbono da segunda fase é de 0,2% a 2,0%.
[5] Em adição, para satisfazer as exigências recentes de redução de peso de automóveis e a complexidade das formas das peças, foi proposta uma chapa de aço de alta resistência (chapa de aço DP) de um tipo de estrutura mista, que tem uma melhor propriedade de fadiga e uma maior propriedade de rebarbação (capacidade de expan
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2/44 são de furo) que a técnica anterior. Por exemplo, o Documento de Patente 2 descreve uma chapa de aço de três fases que tem microestruturas incluindo bainita como fase principal e a solução reforçada ou a precipitação reforçada de ferrita ou de ferrita e martensita.
[6] Além disso, foi proposta uma chapa de aço laminada a quente de alta resistência que tinha excelente alongamento e capacidade de expansão de furo sem a necessidade de adição de elementos caros. Por exemplo, o Documento de Patente 3 descreve uma técnica para melhorar a capacidade de expansão de furo enquanto mantém um alto alongamento pelo controle da fração de área e do diâmetro médio de martensita mesmo com uma estrutura DP, que é dita ter uma grande diferença em resistência e geralmente tem baixa capacidade de expansão de furo como no caso de uma combinação de ferrita e martensita, em particular.
[7] O Documento de Patente 4 descreve uma chapa de aço laminada a quente que tem alta resistência e excelente capacidade de deformação uniforme e capacidade de deformação local, bem como uma baixa dependência da orientação da deformabilidade(anisotropia). O Documento de Patente 5 descreve uma chapa de aço laminada a quente de composto estruturado de alta resistência que é excelente em capacidade de flangeamento no estiramento, resistência à corrosão pós-pintura, e propriedades de fadiga no entalhe. Além disso, o Documento de Patente 6 descreve uma chapa de aço com alto Módulo de Young que tem excelente capacidade de expansão de furo.
Lista de documentos da técnica anterior
Documentos de Patente [8] Documento de Patente 1: JP2001 -303186A Documento de Patente 2: JP2006-274318A Documento de Patente 3: JP2013-19048A Documento de Patente 4: WO 2012/161248
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3/44
Documento de Patente 5: WO 2016/133222 Documento de Patente 6: JP2009-19265A
Sumário da invenção
Problema técnico [9] Com o aumento na complexidade das estruturas de chassis dos automóveis bem como da complexidade das formas das peças, o trabalho nas 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 no caso de forjamento de chapa metálica, em vez de apenas pelos elementos de trabalho de prensagem convencionais. Tais elementos de trabalho de prensagem convencionais incluem, por exemplo, estampagem profunda, expansão de furo, abaulamento, dobramento, e afinamento (“ironing”).
[10] Em trabalhos de prensagem recentes tipificados pelo forjamento de chapa metálica, elementos de trabalho para forjamento tais como fixação e espessamento foram adicionados aos elementos de trabalho de prensagem convencionais por também dispersar a carga de prensagem e aplicar uma carga de compressão parcial. Em outras palavras, o forjamento de chapa metálica é um meio de trabalho de prensagem que inclui elementos de trabalho mistos incluindo elementos de trabalho específico de forjamento, em adição aos elementos de trabalho convencionais para trabalho de prensagem de chapas de aço.
[11] Em tal forjamento de chapa metálica, uma chapa de aço é deformada em uma peça conformada com a chapa de aço retendo a espessura original da chapa ou sendo afinada (reduzida na espessura) pelo trabalho de prensagem convencional, enquanto a espessura da chapa é aumentada em uma porção forjada por uma força de compressão aplicada parcialmente. Dessa forma, a deformação eficiente pode ser alcançada de modo que a espessura da chapa de aço pre
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4/44 tendida para uma porção funcionalmente necessária possa ser alcançada, e a resistência da peça possa ser garantida.
[12] Foi conhecido que um aço DP convencional apresenta boa deformabilidade 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 causar fraturas na chapa de aço mesmo a uma baixa razão de trabalho e terminar em ruptura.
[13] Especificamente, no trabalho de prensagem convencional, ocorrem fraturas de prensagem aparecem em um ponto em que a estricção da espessura da chapa (uma espessura reduzida de chapa de aço). Foi também descoberto que mesmo em um trabalho não é associado com a estricção da espessura da chapa, tal como forjamento da chapa de aço, fraturas podem ser geradas no material, que podem terminar em ruptura e os produtos podem não ser obtidos, em alguns casos.
[14] Pouco se sabe sobre quais características da chapa de aço regulam o limite da geração de fraturas no forjamento da chapa metálica e como elas podem ser melhoradas. Consequentemente, houve a necessidade de uma chapa DP que não seja propensa a romper mesmo durante o forjamento da chapa metálica, enquanto características convencionais de um aço DP tais como estampagem profunda, capacidade de expansão de furo, e capacidade de trabalho de abaulamento são ainda efetivas.
[15] Um objetivo da presente invenção, que foi feita para resolver o problema acima, é fornecer juma chapa de aço laminada a quente com excelente capacidade de forjamento da chapa, que mantenha as características básicas de um aço DP e também torne possível melhorar o limite de fratura de uma porção forjada por uma força de com
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5/44 pressão aplicada parcialmente.
Solução para o problema [16] A presente invenção foi feita para resolver o problema acima, e sua essência é uma chapa de aço laminada a quente, como descrito abaixo.
[17] (1) Uma chapa de aço laminada a quente tendo uma composição química consistindo, em % em massa, de:
C: 0,020 a 0,180%,
Si: 0,05 a 1,70%,
Mn: 0,50 a 2,50%,
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:0a0,100%,
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
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6/44 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 a partir de uma extremidade da face da chapa de aço e 1/4t ou 3/4t a partir da superfície da chapa de aço, martensita: mais que 2% a 10% ou menos, austenita retida: menos de 2%, bainita: 40% ou menos, perlita: 2% ou menos, o saldo: ferrita o diâmetro de círculo equivalente médio de uma fase metálica constituída de martensita e/ou austenita retida é de 1,0 a 5,0 qm, as distâncias mínimas médias entre fases metálicas adjacentes é 3 qm ou mais, e o desvio padrão da nano dureza é 2,0 GPa ou menos.
[18] (2) 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 de 1,0 a 4,0 mm.
Efeitos vantajosos da invenção [19] De acordo com a presente invenção, pode ser fornecida uma chapa de aço laminada a quente com excelente capacidade de forjamento de chapa, que mantém as características básicas para um aço DP tais como capacidade de trabalho de estampagem profunda e capacidade de trabalho de abaulamento.
Breve descrição dos desenhos [20] A Figura 1 mostra desenhos esquemáticos ilustrando um teste de cisalhamento simples. A Figura 1 (a) ilustra um espécime para
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7/44 um teste de cisalhamento simples. A Figura 1 (b) ilustra um espécime após um teste de cisalhamento simples.
Descrição de modalidades [21] Os presentes inventores conduziram estudos intensivos para resolver o problema acima e obtiveram as seguintes descobertas:
(a) Tensão plástica equivalente [22] O forjamento da chapa metálica inclui uma faixa de tensão que excede a tensão de ruptura em um teste de tração convencional (faixa de alta tensão). Uma vez que o forjamento da chapa metálica é um trabalho composto, ele não pode ser avaliado simplesmente com base no teste de tração e nos dados de teste de cisalhamento. Consequentemente, os presentes inventores estabeleceram uma nova forma de avaliação pela introdução de uma “tensão plástica equivalente” como um indicador.
[23] Os presente inventores descobriram que a tensão plástica equivalente pode ser usada como um indicador para avaliar misturadamente o estresse de tração e a tensão de 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.
[24] A tensão plástica equivalente é convertida usando-se a relação entre o estresse de cisalhamento ase 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. Considerando uma regra de endurecimento isotrópico e a relação conjugada do trabalho plástico, uma constante, fator de conversão (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 a tensão plástica equivalente é derivada.
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8/44 estresse de tração do teste de tração uniaxial σ = estresse de cisalhamento do teste de cisalhamento simples as χ κ tensão de tração do teste de tração uniaxial ε = tensão plástica de cisalhamento do teste de cisalhamento simples ssp/κ (b) Teste de cisalhamento de múltiplas etapas [25] 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 comumente usado, fraturas podem se propagar em um espécime a partir de uma porção em que o espécime é retido. Como resultado, um teste de deformação frequentemente pode não ser completado até a faixa de alta tensão. Portanto, há a necessidade de um método para reproduzir o trabalho, tal como forjamento de chapa metálica, no qual o afinamento (redução da espessura e estricção) da chapa de aço não ocorre.
[26] Os presentes inventores escolheram, então, dividir um teste de cisalhamento em múltiplas etapas, usinar um ponto de início de uma fratura em um espécime gerada em uma porção onde o espécime é retido para evitar que a fratura se propague no espécime após o teste de cisalhamento de cada etapa, e avaliar o resultado do teste obtido conectando-se em série os resultados dos testes de cisalhamento. Empregando-se o método de teste, é possível obter os resultados do teste de cisalhamento até a faixa de alta tensão e determinar a relação entre o estresse de cisalhamento e a tensão de cisalhamento até a faixa de alta tensão.
[27] Por outro lado, um método de teste de tração convencional pode ser aplicado ao estresse de tração e à tensão de tração. Por
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9/44 exemplo, um espécime JIS nQ 5 com base na JIS Z 2241 (2011) pode ser usado.
(c) Mecanismo de geração e fratura [28] Empregando-se o teste de cisalhamento de múltiplas etapas descrito acima, o método de avaliação com uma tensão plástica equivalente, e observações da microestrutura da chapa de aço antese depois do forjamento da chapa metálica, os presentes inventores obtiveram as descobertas a seguir sobre o mecanismo de geração de fraturas.
[29] Devido à diferença entre a fase dura (martensita, austenita retida) e uma fase macia (ferrita, bainita), um vão (cavidade microscópica) pode ser gerado em uma interface entre as duas fases. Posteriormente, à medida que a tensão associada com o forjamento da chapa metálica aumenta, o vão pode crescer e se ligar a um vão adjacente para se tornar uma fratura, terminando em ruptura. Consequentemente, a geração de fratura pode ser evitada se a geração de vão puder ser impedida e se ligar com um vão adjacente mesmo quando o vão cresce. Nesse momento, é também importante que a funcionalidade intrínseca como um aço DP é deixada sem ser prejudicada. Na descrição daqui em diante, martensita e austenita retida são referidas coletivamente como uma fase dura. A fase dura corresponde totalmente a “uma fase metálica constituída de austenita retida e/ou martensita” descrita nas reivindicações.
[30] Os presentes inventores descobriram o que segue a partir das descobertas:
(i) Limitar o diâmetro médio de uma fase dura.
[31] Especificamente, 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.
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10/44 (ii) Reduzir a variação na nano dureza [32] Especificamente, a geração de vãos pode ser reduzida pela redução da diferença na dureza entre uma fase dura e uma fase macia tanto quanto possível.
(iii) Limitar a distância entre fases duras.
[33] Especificamente, um vão pode ser gerado em uma fronteira entre a fase dura e outra fase metálica (a fase macia), e assim o espaçamento das fases duras uma das outras pode tornar difícil para os vãos se ligarem entre si mesmo quando os vãos crescem.
(iv) Tensão plástica equivalente no momento da ruptura é 0,75 (75%) ou mais.
[34] Foi confirmado que quando as condições (i) a (iii) são satisfeitas, a tensão plástica equivalente no momento da ruptura alcança 0,75 (75%) 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 [35] Para obter uma microestrutura que satisfaça os itens (i) a (iv) acima, na laminação de acabamento de múltiplas etapas, que é conduzida pela laminação contínua múltipla, três cadeiras ou mais (por exemplo, 6 ou 7 cadeiras) na laminação a quente, é necessário executar uma laminação de acabamento final de modo que a tensão cumulativa (daqui em diante referida também como “tensão cumulativa efetiva”) da laminação nas três cadeiras finais seja 0,10 a 0,40.
[36] 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
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11/44 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 pode ser liberada na recuperação estática devido ao desaparecimento dos deslocamentos térmicos dos grãos. Além disso, o desaparecimento dos deslocamentos térmicos pode ser afetado pela temperatura de laminação e pelo tempo decorrido após a laminação. Consequentemente, levando a recuperação estática em consideração, 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 (tensão logarítmica), e pelo tempo decorrido após a laminação, e definido como “tensão cumulativa efetiva”.
[37] Limitando-se a tensão cumulativa efetiva dessa forma, o diâmetro de círculo equivalente médio da fase dura é limitado e a distância entre fases duras adjacentes é limitada, levando à redução na variação da nano dureza. Como resultado, é possível evitar que os vãos gerados em uma interface entre uma fase dura e uma fase macia cresçam e tornar difícil que os vãos se liguem entre si mesmo quando os vãos crescem. Dessa forma, o forjamento de chapa metálica não provoca fraturas, e assim pode ser obtida uma chapa de aço com excelente capacidade de forjamento da chapa.
[38] A presente invenção foi feita com base nas descobertas descritas acima. Agora será feita a descrição de cada requisito da presente invenção.
(A) Composição química [39] A razão para limitação de cada elemento é conforme explicado a seguir. Deve ser notado que o símbolo “%” relativo ao teor na descrição a seguir representa “% em massa”.
[40] C: 0,020 a 0,180%
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C (carbono) é um elemento eficaz para aumentar a resistência e garantir a martensita. Quando o teor de C é muito baixo, não é possível aumentar suficientemente a resistência ou garantir a martensita. Por outro lado, quando o teor é excessivo, a quantidade (fração de área) de martensita aumenta e a tensão de ruptura no forjamento da chapa metálica diminui. Consequentemente, o teor de C é de 0,020% a 0,180%. O teor de C é preferivelmente 0,030% ou mais, 0,0405 ou mais, ou 0,050% ou mais, e mais preferivelmente 0060% ou mais ou 0,070% ou mais. Em adição, o teor de C é preferivelmente 0,160% ou menos, 0,140% ou menos, 0,120% ou menos, ou 0,100% ou menos, e mais preferivelmente 0,090% ou menos, ou 0,080% ou menos.
[41] Si: 0,05 a 1,70%
Si (silício) tem um efeito de desoxidação, e é um elemento eficaz para evitar que os carbonetos prejudiciais sejam gerados e a geração de ferrita. Si tem também o efeito de evitar a decomposição de austenita enquanto ela é resfriada após a laminação, e promover a separação de duas fases entre austenita, que deve subsequentemente ser submetida à transformação martensítica, e ferrita. 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 após a pintura. Consequentemente, o teor de Si é 0,05% a 1,70%. O teor de Si é preferivelmente 0,07% ou mais, 0,10% ou mais, 0,30% ou mais, 0,50% ou mais, ou 0,70% ou mais, e mais preferivelmente 0,80% ou mais, ou 0,85% ou mais. Em adição, o teor de Si é preferivelmente 1,50% ou menos, 1,40% ou menos, 1,30% ou menos, ou 1,20% ou menos, e mais preferivelmente 1,10% ou menos, ou 1,00% ou menos.
[42] Mn: 0,50 a 2,50%
Mn (manganês) é um elemento eficaz para reforçar a ferrita
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13/44 e melhorar a capacidade de endurecimento e para gerar martensita. Por outro lado, um teor excessivo pode provocar uma alta capacidade de endurecimento desnecessária, que pode evitar que a ferrita seja garantida suficientemente e provocar a fratura na placa durante o lingotamento. Consequentemente, o teor de Mn é 0,50 a 2,50%. O teor de Mn é preferivelmente 0,70% ou mais, 0,85% ou mais, ou 1,00% ou mais, e mais preferivelmente 1,20% o mais, 1,30% ou mais, 1,40% ou mais, ou 1,50% ou mais. Em adição, o teor de Mn é preferivelmente 2,30% ou menos, 2,15% ou menos, ou 2,00% ou menos, e mais preferivelmente 1,90% ou menos, ou 1,80% ou menos.
[43] Al: 0,010 a 1,000%
Al (alumínio) tem o efeito de desoxidação e o 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 de 0,010 a 1,000%. O teor de Al é preferivelmente 0,015% ou mais, ou 0,020% ou mais, e mais preferivelmente 0,030% ou mais, 0,050% ou mais, 0,070% ou mais ou 0,090% ou mais. Em adição, o teor de Al é preferivelmente 0,800% ou menos, 0,600% ou menos, ou 0,500% ou menos, e mais preferivelmente 0,400% ou menos, ou 0,300% ou menos.
[44] N: 0,0060% ou menos
N (nitrogênio) é um elemento eficaz para refinar os grãos ao provocar a precipitação de AIN ou similar. Por outro lado, um teor excessivo pode levar não apenas a uma diminuição da ductilidade devido ao nitrogênio dissolvido remanescente, mas também devido a uma severa deterioração do alongamento a frio. Consequentemente, o teor de N é 0,0060% ou menos. O teor de N é preferivelmente 0,0050% ou menos, ou 0,0040% ou menos. Não é particularmente necessário definir um limite inferior do teor de N, e o limite inferior é 0%.
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Em adição, uma redução excessiva do teor de N leva a um aumento nos custos durante a fusão, e assim o limite inferior pode ser 0,0010%.
[45] P: 0,050% ou menos
P (fósforo) é uma impureza contida no ferro gusa fundido, e uma vez que P pode degradar a ductilidade local devido à segregação na borda do grão e degradar a capacidade de soldagem, o teor de P é preferivelmente tão pequeno quanto possível. Consequentemente, o teor de P é limitado a 0,0050% 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 do teor de P leva a um aumento nos custos durante a fusão, e assim o limite inferior pode ser 0,001%.
[46] S: 0,005% ou menos
S (enxofre) é também uma impureza contida no ferro gusa fundido, e uma vez que S pode degradar a ductilidade 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 ductilidade 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%.
[47] Ti: 0 a 0,150%
Ti (titânio) tem o efeito de melhorar a tenacidade à baixa temperatura porque carbonitretos ou Ti dissolvido podem provocar um atraso no crescimento dos grãos durante a laminação a quente, e assim refinar o diâmetro do grão em uma chapa laminada a quente. Além disso, TI pode estar presente como TiC, de modo que ele contribui para o reforço da chapa de aço através do reforço da precipitação. Con
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15/44 sequentemente, Ti pode estar contido conforme necessário. Entretanto, um teor excessivo pode provocar a saturação do efeito e pode ser a causa de entupimento de um bocal durante o lingotamento. Consequentemente, o teor de Ti é 0,150% 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.
[48] Nb:0a0,100%
Nb (nióbio) o efeito de melhorar a tenacidade à baixa temperatura porque carbonitretos ou Nb dissolvido podem provocar um atraso no crescimento do grão durante a laminação a quente e assim refinar o diâmetro do grão em uma chapa laminada a quente. Além disso, Nb pode estar presente como NbC, de modo que ele contribui para o reforço da chapa de aço através do reforço da precipitação. Consequentemente, Nb 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 NB é de 0,100% ou menos. O limite inferior de NB é 0%. Entretanto, o limite inferior pode ser 0,001% ou 0,010% ou mais para produzir o efeito suficientemente.
[49] V: 0 a 0,300%
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 provocar 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 0,200% ou menos, 0,100% ou menos, ou 0,060% ou menos, conforme necessário. O limite inferior de Nb é 0%. No entanto, o limite inferior
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16/44 pode ser 0,001% ou 0,010% para produzir o efeito suficientemente.
[50] Cu:0a2,00%
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 star 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 de 2,00% ou menos. Além disso, uma grande quantidade de Cu pode provocar uma mancha devido à carepa em uma superfície da chapa de aço. Consequentemente, o teor de CU pode ser de 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 teor de Cu pode ser 0,01% para produzir o efeito suficientemente.
[51] Ni: 0 a 2,00%
Ni (níquel) é um elemento que tem o efeito de melhorar a resistência da chapa de aço pelo reforço da solução sólida. Consequentemente, Ni 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 Ni é de 2,00% ou menos. 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.
[52] Cr: 0 a 2,00%
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. Entretanto, um teor excessivo pode provocar a saturação do efeito levando a uma diminuição na economia. Consequentemente o teor de Cr é
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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 do teor de Cr é 0%. Entretanto, o teor de Cr pode ser 0,01% para produzir o efeito suficientemente.
[53] Mo: 0 a 1,00%
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 conforme necessário. Entretanto, um teor excessivo pode provocar a saturação do efeito, levando a uma diminuição na economia. Consequentemente, o teor de Mo é de 1,00% ou menos. Para melhorar a economia, o limite superior do teor 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 de 0,005% ou 0,01% para produzir o efeito suficientemente.
[540001] B:0a0,0100%
B (boro) segrega na borda do grão e pode aumentar a resistência da 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 da economia. Consequentemente, o teor de B é 0,0100% ou menos. Além disso, B é um forte elemento de endurecimento no resfriamento, e uma grande quantidade de B pode evitar que a transformação ferrítica progrida suficientemente durante o resfriamento e pode não ser obtida austenita retida suficiente. Consequentemente, o teor de B pode ser 0,0050% ou menos, 0,0020% ou menos, ou 0,0015%. O limite inferior de B é 0%. Entretanto, o limite inferior de B pode ser 0,0001% ou 0,0002% para produzir o efeito suficientemente.
[55] Mg: 0 a 0,0100%
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Mg (magnésio) é um elemento que controla a morfologia das 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, Mg pode estar contido conforme necessário. Entretanto, um teor excessivo pode causar saturação do efeito, levando a uma diminuição na economia. Consequentemente, o teor de Mg é de 0,0100% 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 suficientemente o efeito.
[56] Ca: 0 a 0,0100%
Ca (cálcio) é um elemento que controla a morfologia de inclusões não metálicas, que podem servir como um 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 presente conforme necessário. Entretanto, um teor excessivo pode provocar a saturação doe feito, levando a uma diminuição na economia. Consequentemente, o 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.
[57] REM: 0 a 0,1000%
REM (metal terra rara) 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, REM 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 REM é 0,1000% ou menos. O limite superior de REM pode ser 0,0100% ou 0,0060%, conforme necessário. O limite inferior de REM é 0%. Entretanto, o limite inferior do teor de REM pode ser 0,0005% para produzir
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19/44 o efeito suficientemente.
[58] Aqui, na presente invenção, REM se refere a um total de 17 elementos de Sc, Y e lantanóídes, e o teor de REM significa o teor total desses elementos. Deve ser notado que o lantanóide é adicionado industrialmente na forma de um metal misch.
[59] Zr: 0 a 1,000%
Co: 0 a 1,000%
Zn: 0 a 1,000%
W: 0 a 1,000%
Foi confirmado que quando Zr, Co, Zn, e W são cada um, a,000% ou menos, o efeito da presente invenção não é prejudicado mesmo se contido. O limite superior de cada um deles pode ser 0,300% ou 0,100%. O teor total de Zr, Co, Zn, e W é preferivelmente 1,000% ou menos, ou 0,100%. Esses elementos podem não estar necessariamente contidos, e o limite inferior é 0%, embora o limite inferior possa ser 0,0001% conforme necessário.
[60] Sn: 0 a 0,050%
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 0,050% pode ser a 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 o limite inferior é 0%, embora o limite inferior possa ser 0,001% conforme necessário.
[61] Na composição química da chapa de aço da presente invenção, o saldo é composto de Fe e impurezas.
[62] A “impureza” conforme usada aqui se refere a uma matéria prima tal como minério e sucata e a um componente contido devido a vários fatores nos processos de produção, e é permitida até o ponto de que a presente invenção não seja afetada adversamente.
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20/44 [63] (B) Microestrutura metálica
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, uma microestrutura metálica na presente invenção se refere a uma microestrutura que está presente 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 da chapa de aço. Além disso, o símbolo “%” na descrição a seguir representa “% em área”.
[64] Martensita: mais que 2% a 10% ou menos
Um aço DP é caracterizado pela presença de ferrita, que é uma fase macia, para garantir a capacidade de trabalho bem como uma certa quantidade de martensita, que é uma fase dura, sendo garantido que tanto a resistência quanto a capacidade de trabalho sejam alcançadas. Entretanto, quando a fração de área de martensita é 2% ou menos, não é possível obter não apenas a resistência pretendida mas também uma baixa razão de rendimento e excelente trabalho de capacidade de endurecimento, que são propriedades características do aço DP. Por outro lado, quando a fração de área é maior que 10%, um vão é passível de ser gerado em uma fronteira entre a martensita e a ferrita à medida que a tensão de uma chapa de aço aumenta pelo forjamento da chapa metálica, e a ruptura é passível de ocorrer. Consequentemente, a fração de área de martensita é de mais que 2% a 10% ou menos. A fração de área de martensita é preferivelmente 4% ou mais, e mais preferivelmente 6% ou mais.
[65] Austenita retida: mens de 2%
O aço DP é caracterizado pela presença de ferrita, que é uma fase macia, para garantir a capacidade de trabalho bem como
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21/44 uma certa quantidade de martensita para garantir a resistência. Entretanto, a presença de austenita retida termodinamicamente estável, que não foi submetida à transformação martensítica, em um aço indica que a austenita retida pode ter alta concentração de C. Uma vez que a dureza da martensita gerada pela transformação induzida pela tensão da austenita retida que tem alta concentração de C durante o forjamento da chapa metálica pode ser muito alta, a geração de vão é promovida. Consequentemente, a quantidade de austenita retida é preferivelmente tão pequena quanto possível, e a fração de área da austenita retida é menor que 2%. A fração de área da austenita retida é preferivelmente 1,5% ou menos, 1% ou menos, ou 0,5% ou menos. Não é particularmente necessário definir um limite inferior, e o limite inferior é, mais preferivelmente, 0%.
[66] Bainita: 40% ou menos
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. Entretanto, uma vez que uma fração de área excessiva de bainita leva a uma falha em garantir ferrita e também da funcionalidade intrínseca da chapa de aço DP, a fração de área é de 40% ou menos. Para melhorar o alongamento ou similar, o limite superior pode ser 36%, 33%, 30%, 27%, ou 25%. Por outro lado, para melhorar a resistência, o limite inferior pode ser 0%, 4%, 8%, 10%, ou 12%.
[67] Perlita: 2% ou menos
No aço DP, a fração de área de perlita é baixa: 2% ou menos na presente invenção. Uma vez que perlita inclui cementita altamente frágil, um vão é passível de ser gerado quando a cementita quebra à medida que a tensão da chapa de aço aumenta pelo forjamento da chapa metálica, e a ruptura é passível de ocorrer. É preferível reduzir a fração de área de perlita tanto quanto possível e a fração
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22/44 de área é preferivelmente 1,5% ou menos, 1% ou menos, 0,5% ou menos, ou 0%.
[68] Saldo: ferrita
Ferrita, que é uma fase macia, é também uma importante microestrutura em vista do equilíbrio entre resistência e alongamento e da melhoria da capacidade de trabalho. Consequentemente, qualquer microestrutura exceto austenita retida, martensita, bainita, e perlita é preferivelmente ferrita. O total dos limites superiores das frações de área de austenita retida, martensita, bainita e perlita é de 54%, e o limite inferior da fração de área de ferrita, que é o saldo, é de 46%. Para equilibrar resistência e alongamento, o limite inferior pode ser de 50%, 54%, 58%, 62%, 66%, ou 70%. Por outro lado, o total dos limites inferiores das frações de área de austenita retida, martensita, bainita e perlita é 2%, e o limite superior da fração de área de ferrita, que é o saldo, é de 98%. Tal microestrutura pode raramente ser obtida, e o limite superior pode ser 96%, 92%, 90%, ou 88%.
[69] Aqui, na presente invenção, a fração de área da microestrutura metálica é determinada como a seguir. Uma amostra é retirada em uma posição 1/4W ou 3/4W a partir da extremidade de uma face e 1/4t ou 3/4t a partir da superfície da chapa de aço, como descrito acima. Então, a seção transversal na direção de laminação (a assim chamada seção transversal na direção L) da amostra é observada.
[70] Especificamente, a amostra é submetida a causticação Nital e observada em um campo de visão de 300 qm x 300 qm 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 de área B de perlita, e a fração de área total C de bainita, martensita e austenita retida.
[71] A seguir, a porção submetida à causticação Nital é submetida à causticação Lepera e observada em um campo de visão de 300
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23/44 μΓΠ χ 300 μΓΠ usando 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 de uma direção normal da superfície da chapa é usada para determinar a razão de volume da austenita retida com medição de difração de raios-X. Uma vez que a razão de volume é substancialmente igual à fração de área, a razão de volume é definida como uma fração de área E da austenita retida. A fração de área de bainita é determinada a partir a 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 a fração de área D. Dessa forma, a fração de área de cada uma entre ferrita, bainita, martensita, austenita retida e perlita pode ser determinada.
[72] Na presente invenção, um estado em que uma fase metálica consistindo de martensita e/ou austenita retida (daqui em diante também referida simplesmente como “fase metálica”) está presente, será definida como a seguir. Na presente invenção, é preferível que a fase metálica (fase dura) seja composta principalmente de martensita, isto é, a fração de área de martensita é maior que a fração de área da austenita retida.
[73] Diâmetro de círculo equivalente médio da fase metálica: 1,0 a 5,0 μίτι
Para alcançar a funcionalidade intrínseca da chapa de aço DP, a área da fase metálica precisa ser maior que um certo nível. Consequentemente, o diâmetro de círculo equivalente médio da fase metálica é 1,0 μίτι ou mais. Por outro lado, quando a fase metálica é excessivamente grande, vãos que estão presentes nas bordas dos grãos são passíveis de se ligarem entre si, à medida que a tensão na chapa de aço devida ao forjamento da chapa metálica aumenta. ConPetição 870190093985, de 19/09/2019, pág. 56/80
24/44 sequentemente, o diâmetro de círculo equivalente médio da fase metálica é de 5,0 μίτι ou menos. O diâmetro de círculo equivalente médio da fase metálica é preferivelmente 1,5 μίτι ou mais ou 1,8 μίτι ou mais, e mais preferivelmente 2,0 μίτι ou mais. Em adição, o diâmetro de círculo equivalente médio da fase metálica é preferivelmente 4,8 μίτι ou menos, 4,4 pm ou menos, ou 4.2 pm ou menos, e mais preferivelmente 4 pm ou menos, 3,6 μίτι ou menos, ou 3,2 μίτι ou menos.
[74] O diâmetro de círculo equivalente médio da fase metálica é determinado como a seguir. Inicialmente, de forma similar à medição da fração de área D, o diâmetro de círculo equivalente é determinado a partir de uma área de fase metálica individual a partir de uma fotografia da microestrutura após a causticação Lepera. Então uma média (simples) dos diâmetros de círculo equivalentes medidos é definida como diâmetro de círculo equivalente médio.
[75] Média das distâncias mínimas entre fases metálicas adjacentes: 3 pm ou mais
Para evitar o crescimento dos vãos gerados em uma interface entre a fase dura e a fase macia e evitar que os vãos se liguem entre si em um vão maior, é necessário garantir uma certa distância entre fases duras. Consequentemente, a média das distâncias entre fases metálicas adjacentes é de 3 pm ou mais.
[76] Quando o diâmetro de círculo equivalente médio da fase metálica é da, a média das distâncias mínimas entre fases metálicas adjacentes é ds, a resistência à tração da chapa de aço é TS, e a fração de área de martensita é fM, a seguinte fórmula:
ds < (500 x da x fM) / TS ... (0) [77] Em vista de evitar a geração de fraturas devido ao crescimento do vão, 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 do aço DP
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25/44 a média é preferivelmente 10 qm ou menos.
[78] 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 uma 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 causticação Lepera à análise de imagem de maneira similar à medição da fração de área D.
[79] (C) Propriedades mecânicas
Desvio padrão da nano dureza: 2,0 GPa ou menos
É possível evitar que os vão se liguem entre si e cresçam em uma fatura pela redução da diferença na capacidade de deformação entre a fase dura e a fase macia para reduzir os vãos gerados em uma interface entre ambas as fases e criar um espaçamento de vão. Consequentemente, é possível inibir a geração de vãos pela redução da diferença da nano dureza, que corresponde à diferença de deformabilidade entre uma fase dura e uma fase macia. Na presente invenção, o desvio padrão da nano dureza em uma seção transversal da amostra é empregado como um indicador para a diferença de dureza entre a fase macia e a fase dura.
[80] A nano dureza pode ser medida com o uso, por exemplo, de TriboScope/TriboIndenter disponibilizado por Hysitron.Os sistemas podem medir arbitrariamente nano durezas em 100 ou mais pontos a uma carga de 1 mN, e calcular o desvio padrão da nano dureza a partir dos resultados.
[81] Para reduzir a diferença de dureza entre uma fase macia e uma fase dura para inibir a geração de vãos, é preferível um desvio padrão menor de nano dureza e, consequentemente, ele é 2,0 GP ou menos. Mais preferivelmente, o desvio padrão pode ser satisfatório se
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26/44 ele for 1,9 GPa ou menos, ou 1,8 GPa ou menos.
[82] Resistência à tração: 780 MPa ou mais
A chapa de aço de acordo com a presente invenção tem preferivelmente uma resistência à tração de 780 Mpa ou mais, que é similar ao nível de um aço DP convencional. Não é particularmente necessário definir um limite superior para a resistência à tração. Entretanto, ele pode ser de 1200 MPa, 1150 MPa, ou 1000 MPa.
[83] Produto do alongamento uniforme pela resistência à tração: 8000 Mpa.% ou mais
Um pequeno alongamento uniforme é passível de ser a causa de redução da espessura da chapa devido à estricção durante a conformação por prensagem, e então a causa da fratura na prensagem. Para garantir a formabilidade na prensagem, é preferível satisfazer o produto do alongamento uniforme (u-EI) pela resistência à tração (TS): TS x u-EL > 8000 MPa%. Aqui, em um teste definido pela JIS Z 2241 (2011), o alongamento uniforme é representado pela seguinte fórmula:
alongamento uniforme (u-EL) = Ιη(εηΟ + 1) onde em uma relação entre o estresse nominal ση e a tensão nominal εη, εηΟ é a tensão nominal no ponto em que um valor obtido diferenciando-se o estresse nominal ση com a tensão nominal εη é zero.
[84] Tensão plástica equivalente: 0,75 ou mais
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, e uma constante, fator de conversão (k), é usada para fazer a conversão, considerando-se uma regra de endurecimento isotrópico e a relação conjuga
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27/44 da de trabalho plástico.
[85] Aqui, a regra de endurecimento isotrópico é uma regra de trabalho de endurecimento na qual é considerado que a forma da curva de rendimento não muda mesmo quando a tensão se desenvolve (isto é, ela se expande em uma forma similar). A relação conjugada de trabalho plástico é uma relação na qual o trabalho de endurecimento é descrito apenas como uma função do trabalho plástico, e apresenta a mesma quantidade de trabalho de endurecimento dado o mesmo trabalho plástico (σ x ε) independentemente do modo de deformação.
[86] O estresse de cisalhamento e a tensão plástica de cisalhamento em um teste de cisalhamento simples podem, assim, ser convertidos em um estresse de tração e uma tensão de tração em um teste de tração uniaxial. A relação está mostrada abaixo.
estresse de tração do teste de tração uniaxial σ (convertido) = estresse de cisalhamento do teste de cisalhamento simples as χ κ tensão de tração do teste de tração uniaxial ε (convertida) = tensão plástica de cisalhamento do teste de cisalhamento simples ssp/κ [87] A seguir é determinado o fator de conversão κ de modo que a relação entre o estresse de cisalhamento e a tensão plástica de cisalhamento seja similar à relação entre o estresse de tração e a tensão de tração. Por exemplo, o fator de conversão κ pode ser determinado com o procedimento a seguir. Inicialmente é determinada e relação entre a tensão de tração ε (valor real) e o estresse de tração σ (valor real) em um teste de tração uniaxial. Então, é determinada a relação ente o estresse de cisalhamento ss (valor real) e o estresse de cisalhamento as (valor real) em um teste de cisalhamento uniaxial.
[88] A seguir, κ é mudado para determinar a tensão de tração ε (convertida) determinada a partir da tensão de cisalhamento ss (valor real) e o estresse de tração σ (convertido) determinado a partir do es
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28/44 tresse de cisalhamento as (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-EL). Nesse momento, é determinado o erro entre o estresse de tração σ (convertido) e o estresse de tração σ (valor real), e k que minimiza o erro 'determinado com o método de quadrados mínimos.
[89] A tensão plástica equivalente seq é definida como a tensão plástica de cisalhamento ssp (ruptura) no momento da ruptura em um teste de cisalhamento simples convertido, com o uso do κ determinado, em uma tensão de tração ε em um teste de tração simples.
[90] A chapa de aço de acordo com a presente invenção é caracterizada por boa capacidade de trabalho em um domínio de alta tensão tipificado pelo forjamento da chapa metálica, e sua tensão plástica equivalente seq satisfaz 0,75 ou mais. Uma vez que a tensão plástica equivalente de um aço DP convencional é, na melhor das hipóteses, da ordem de 0,45, foi confirmado que a chapa de aço de acordo com a presente invenção tem uma boa capacidade de forjamento.
[0002] (D) Dimensão
Espessura da chapa: 1,0 a 4,0 mm
A chapa de aço de acordo com a presente invenção encontra aplicação principalmente em automóveis e similares e a espessura da chapa está variando principalmente entre 1, 0 e 4,0 mm. Consequentemente, a faixa da espessura da chapa pode ser de 1,0 a 4,0 mm e, conforme necessário, o limite inferior pode ser de 1,2 mm, 1,4 mm, ou 1,6 mm, e o limite superior pode ser de 3,6 mm, 3,2 mm, ou
2,8 mm.
[0003] (E) Método de produção
Dos estudos até agora os presentes inventores confirmaram que a chapa de aço laminada a quente da presente invenção pode ser produzida pelos processos de produção (a) a (I) a seguir. Será
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29/44 feita agora a descrição em detalhes para cada um dos processos de produção.
[0004] (a) Processo de fusão
Métodos de produção antes da laminação a quente não são particularmente limitados. Em outras palavras, subsequentemente à fusão em um alto forno ou em um forno elétrico, uma variedade de segunda fusão é executada para fazer um ajuste para a composição de componentes descrita acima. Então, métodos tais como lingotamento contínuo comum e lingotamento de uma placa fina podem ser usados para produzir uma placa. Nesse momento, sucata ou similar podem ser usados como matérias primas desde que o material possa ser controlado na faixa de componentes da presente invenção.
[0005] (b) Processo de laminação a quente
Uma placa produzida é aquecida e submetida à laminação a quente em uma chapa de aço laminada a quente. Não há limite particular quanto às 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.
[0006] Após o aquecimento, a placa extraída do formo de aquecimento é submetida à laminação de desbaste e à subsequente laminação de acabamento de múltiplas cadeiras. Como descrito acima, a laminação de acabamento é a laminação de acabamento de múltiplas cadeiras conduzida por laminação contínua de múltiplas cadeiras, três ou mais cadeiras, (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 de 0,10
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30/44 a 0,40.
[0007] 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 na laminação de uma chapa de aço pela laminação e a variação do tamanho dos grãos quando os grãos se recuperam estaticamente em um período de tempo após a laminação. A tensão cumulativa eficaz (seff) pode ser determinada pela seguinte fórmula.
[0008] tensão cumulativa efetiva (seff) = Zsi(ti, Ti) ... (1) onde Σ na fórmula (1) representa a soma para i = 1 a 3.
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 final), a segunda cadeira de laminação a partir da última, e a terceira cadeira de laminação a partir da última, respectivamente.
[0009] Aqui, para cada cadeira de laminação indicada por i, si é representado pela seguinte formula:
si(ti, Ti) = ei/exp((ti/TR)2/3) ... (2) onde ti: tempo (s) entre a i- cadeira de laminação a partir da última e o início do resfriamento primário
Ti: temperatura de laminação (K) da i- cadeira de laminação a partir da última ei: tensão logarítmica quando laminada na i- cadeira de laminação a partir da última.
ei = |ln{1 - (espessura da chapa no lado de entrada da icadeira - espessura da chapa no lado de saída da i- cadeira) / (espessura da chapa no lado de entrada da i- cadeira)}| = |ln{( espessura da chapa no lado de saída da i- cadeira / (espessura da chapa no lado de entrada da i- cadeira)}| ... (3) tR = T0-exp(Q/(R-Ti)) ... (4)
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31/44 τΟ = 8,46 χ 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)) [0010] Pela definição da 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, 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 mesmo quando os vãos crescem, e assim o forjamento da chapa metálica não provoca fraturas.
[0011] A temperatura final da laminação de acabamento, isto é, a temperatura final do processo de laminação a quente contínua, pode ser satisfatória se for Ar3 (°C) ou mais a menos de Ar3 (°C) + 30°C. Isto é porque a laminação pode ser completada na zona de duas fases enquanto a quantidade de austenita retida é limitada. O valor de Ars pode ser determinado na seguinte fórmula:
Ar3 = 970 - 325 χ C + 33 χ Si + 287 χ P + 40 χ Al - 92 x (Mn + Mo + Cu) - 46 χ (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. [0012] (c) Primeiro processo (acelerado) de resfriamento
Após a laminação de acabamento ser completada, o resfriamento da chapa laminada a quente resultante é iniciado em até 0,5 segundos. Então, a chapa é resfriada a uma taxa de resfriamento de 10 a 40°C/s até uma temperatura de 650 a 735°C, e posteriormente a chapa é resfriada a ar por 3 a 10 segundos (processo de resfriamento
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32/44 a ar). Quando a taxa média de resfriamento do primeiro processo de resfriamento é menor queque 10°C/s, perlita é passível de ser gerada.
[0013] 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 é menor que 4°C/s ou a duração do resfriamento é menor que 3 segundos, perlita é passível de ser gerada. Deve ser notado que “resfriamento no ar” conforme usado aqui significa que a chapa de aço é resfriada a ar no ar a uma taxa de resfriamento de 4 a 8°C/s.
[0014] (d) Segundo processo (acelerado) de resfriamento
Imediatamente após o processo de resfriamento a ar, a chapa é resfriada a uma taxa média de resfriamento de 20 a 40°C/s até uma temperatura de 300°C ou menos. Não é particularmente necessário fornecer um limite inferior de temperatura para o resfriamento acelerado: entretanto, não é necessário resfriar o aço até a temperatura ambiente (da ordem de 20°C) ou menos.
[0015] (e) Processo de bobinamento
Posteriormente, a chapa de aço laminada a quente resfriada é bobinada. As condições após o processo de bobinamento não são particularmente limitadas. Após o segundo processo (acelerado) de resfriamento, pode haver um resfriamento no ar antes do processo de bobinamento. Para o resfriamento no ar, não é particularmente necessário limitar a taxa de resfriamento.
[0016] A presente invenção será descrita agora especificamente em relação a um exemplo, embora a presente invenção não seja limitada ao exemplo.
Exemplo 1 [0017] Um aço, que tem uma composição química mostrada na Tabela 1, foi fundido em uma placa. A placa foi laminada a quente,
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33/44 resfriada, e então bobinada sob as condições mostradas na Tabela 2 para produzir uma chapa de aço laminada a quente. A laminação de acabamento foi conduzida por laminação contínua de 7 cadeiras. As espessuras das chapas de aço laminadas a quente estão mostradas na Tabela 3.
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Tabela 1
Tipo de aço Composição química (em % em massa, o saldo: Fe e impurezas)
C Si Mn Al N P S Ti Nb V Cu Ni Cr Mo B Mg Ca REM outros
A 0,075 0,96 1,90 0,450 0,004 0,011 0,005 - - - - - - - - - - - -
B 0,051 1,26 1,33 0,050 0,004 0,015 0,003 0,120 0,010 - - - - - - - - - Zr: 0.001
C 0,053 0,05 1,32 0,280 0,003 0,012 0,004 0,150 0,014 - - - - - - - - - -
D 0,130 0,06 2,20 0,970 0,003 0,008 0,003 0,030 0,025 0,080 - - - 0,15 - - - - -
E 0,150 0,50 0,65 0,030 0,003 0,013 0,002 - - - - - - - - - - - -
F 0,035 1,50 2,45 0,300 0,003 0,012 0,003 - - - - - - - - - - - -
G 0,090 1,67 1,30 0,050 0,003 0,008 0,003 - - - - - - - - - - - -
H 0,171 1,25 1,53 0,040 0,003 0,010 0,003 - - - - - - - - - - - -
1 0,191 * 1,00 1,84 0,390 0,003 0,015 0,004 - - - - - - - - - - - -
J 0,017 * 1,07 1,87 0,030 0,004 0,012 0,005 - - - - - - - - - - - -
K 0,070 1,84 * 1,88 0,050 0,003 0,009 0,003 - - - - - - - - - - - -
L 0,074 0,01 * 1,85 0,280 0,003 0,015 0,004 - - - - - - - - - - - -
M 0,071 1,68 2,74 * 0,360 0,003 0,008 0,003 - - - - - - - - - - - -
N 0,077 0,96 0,48 * 0,030 0,003 0,013 0,002 - - - - - - - - - - - -
O 0,069 1,01 1,67 0,300 0,003 0,012 0,003 - - - 0,20 - - - - - - - Co:0.02
P 0,074 0,94 1,74 0,300 0,003 0,014 0,003 - - - - 0,10 - - - - - - -
Q 0,082 0,81 1,85 0,400 0,003 0,015 0,002 - - - - - 0,10 - - - - - Zn:0.01
R 0,053 0,99 1,74 0,450 0,004 0,013 0,002 - - - - - - - 0,0010 - - - -
S 0,070 0,86 1,90 0,400 0,003 0,014 0,004 - - - - - - - - 0,0006 - - W:0.03
T 0,080 0,95 1,90 0,400 0,003 0,010 0,002 - - - - - - - - - 0,0010 - -
u 0,072 1,04 1,90 0,500 0,004 0,012 0,003 - - - - - - - - - - 0,0005 -
34/44 indica fora da definição da presentre invenção
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Tabela 2
Teste n2 Tipo de aço Ars (°C) Temperatura de aquecimento (°C) Laminaçâo de acabamento Primeiro resfriamento Resfriamento a ar Segundo resfriamento Bobinamento
Temperatura de término (°C) Tensão cumulativa nas três cadeiras finais Tempo antes do início do resfriamento (s) Taxa média de resfriamento (°C/s) Temperatura de partida (°C) Tempo (s) Taxa média de resfriamento (°C/s) Temperatura de partida (°C) T axa de resfriamento (°C/s) Temperatura de término (°C) Temperatura de bobinamento (°C)
1 A 824 1230 850 0,300 0,40 23 660 3 6,0 645 40 20 20
2 A 824 1270 850 0,300 0,40 23 660 3 6,0 645 40 20 20
3 A 824 1035 830 0,349 0,40 20 660 3 6,0 645 40 20 20
4 A 824 1230 900 0,186 0,40 29 660 3 6,0 645 40 20 20
5 A 824 1230 800 0,394 0,49 14 660 3 4,3 645 31 20 20
6 A 824 1230 830 0,439 0,29 30 650 3 7,0 635 36 250 250
7 A 824 1230 850 0,076 0,46 20 660 3 4,0 645 34 20 20
8 A 824 1230 850 0,259 0,60 17 660 3 6,0 645 29 20 20
9 A 824 1230 830 0,320 0,49 9 660 3 6,0 645 39 200 200
10 A 824 1230 850 0,270 0,49 8 770 7 6,0 735 31 250 250
11 A 824 1230 850 0,300 0,40 26 630 3 6,0 615 38 20 20
12 A 824 1230 850 0,358 0,27 22 730 1 4,3 725 39 275 275
13 A 824 1230 850 0,270 0,49 11 740 11 6,0 685 35 275 275
14 A 824 1230 850 0,281 0,46 10 750 3 6,0 745 40 20 20
15 A 824 1230 850 0,300 0,40 24 650 10 6,0 590 36 275 275
16 A 824 1230 850 0,358 0,27 36 650 4 6,0 630 45 250 250
17 A 824 1230 850 0,358 0,27 27 700 3 6,0 685 30 400 400
18 A 824 1230 850 0,369 0,25 21 735 9 6,0 695 272 20 20
19 A 824 1230 850 0,358 0,27 27 700 - - 700 38 225 225
35/44
Petição 870190093985, de 19/09/2019, pág. 68/80
20 B 879 1200 900 0,230 0,29 40 660 4 7,8 640 38 275 275
21 C 848 1200 870 0,299 0,29 35 660 4 7,8 640 38 275 275
22 D 755 1200 780 0,138 0,29 21 650 5 7,7 625 39 290 290
23 E 883 1200 900 0,210 0,29 40 660 4 4,0 640 38 280 280
24 F 798 1200 820 0,384 0,29 26 660 4 4,0 640 38 280 280
25 G 881 1200 900 0,210 0,29 40 660 4 4,0 640 38 275 275
26 H 819 1200 840 0,341 0,29 31 650 4 4,0 630 40 250 250
27 I * 792 1200 820 0,111 0,32 24 660 3 4,0 645 30 290 290
28 J * 832 1200 860 0,284 0,32 30 660 3 4,0 645 30 290 290
29 K * 840 1200 860 0,284 0,32 30 660 3 4,0 645 30 290 290
30 L * 792 1200 820 0,111 0,32 22 670 3 4,0 655 31 290 290
31 M * 767 1200 inaplicácel para laminação devido à fratura da placa
32 N * 937 1200 940 0,103 0,40 29 700 3 4,0 685 37 100 100
33 O 824 1250 850 0,276 0,40 18 700 3 4,5 685 37 100 100
34 P 828 1250 850 0,276 0,40 18 700 3 4,5 685 37 100 100
35 Q 816 1250 840 0,299 0,40 17 700 3 4,5 685 37 100 100
36 R 847 1250 870 0,231 0,40 25 660 3 4,5 645 35 100 100
37 S 821 1250 850 0,276 0,40 23 660 3 4,5 645 35 100 100
38 T 819 1250 840 0,299 0,40 22 660 3 4,5 645 35 100 100
39 u 830 1250 850 0,276 0,40 23 660 3 4,5 645 35 100 100
* indica fora da definição da presente invenção
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Tabela 3
Teste n- Tipo de aço Espessura da chapa (mm) Microestruturas metálicas Propriedades mecânicas Valor do lado direito da Fórmula (0)*
Perlita (% em área) Ferrita (% em área) Bainita (% em área) Martensita (% em área) Y retida (% em área) Diâmetro de círculo equivalente médio da fase metálica (pm) Distância mínima média da fase metálica (pm) Desvio padrão da nano dureza (GPa) TS (MPa) TSxU-EL (MPa-%) Tensão plástica equivalente
1 A 1,6 0 70 21 9 0 4,0 4 1,7 794 12307 0,80 22,7 Ex. da invenção
2 A 1,6 0 54 45 1 0 2,0 8 1,8 776 7543 0,65 1,2 Exemplo comparativo
3 A inaplicável para laminação de acabamento devido a sobrecarga na laminação de desbaste
4 A 1,6 0 35 65 0 0 1,4 846 7614 0,70
5 A 3,2 2 90 0 8 0 0,8 1 2,1 783 8613 0,45 20,4
6 A 1,2 1 85 4 10 0 5,0 2 2,2 788 8668 0,45 31,7
7 A 3,6 0 40 60 0 0 1,5 855 6840 0,95
8 A 1,6 0 45 55 0 0 1,6 839 7551 0,95
9 A 1,6 10 90 0 0 0 2,6 738 7380 0,45
10 A 1,6 9 91 0 0 0 2,7 722 7942 0,45
11 A 1,6 0 35 64 1 0 1,0 15 2,1 849 7641 0,40 0,6
12 A 3,2 9 91 0 0 0 2,6 744 7440 0,45
13 A 1,6 0 42 58 0 0 1,5 840 7560 0,95
14 A 1,6 11 87 2 0 0 2,5 763 7630 0,45
15 A 1,6 0 48 48 4 0 2,0 11 1,7 820 7790 0,90 4,9
16 A 1,6 0 72 27 1 0 1,0 12 2,2 772 10808 0,75 0,6
17 A 1,6 0 69 28 0 3 2,0 10 2,2 810 10530 0,60 0,0
18 A 1,6 0 70 22 5 3 4,0 4 2,1 806 8211 0,40
19 A 1,6 0 25 75 0 0 1,9 774 7811 0,65
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20 B 1,0 0 67 27 6 0 2,0 9 1,5 782 9384 0,85 7,7 Exemplo da invenção
21 C 1,0 0 58 38 4 0 1,3 9 1,7 796 9552 0,80 2,5
22 D 1,0 2 80 14 4 0 1,2 6 1,9 845 10140 0,77 2,4
23 E 3,6 1 53 40 6 0 2,0 8 1,8 800 10400 0,80 7,5
24 F 3,6 0 90 7 3 0 1,1 5 1,9 781 9372 0,75 1,9
25 Θ 3,6 0 80 12 8 0 4,0 5 1,7 851 8510 0,80 18,8
26 H 3,6 1 50 39 9 1 3,0 7 1,6 940 8460 0,85 14,4
27 I 3,6 12 86 2 0 0 2,6 865 6920 0,35 Exemplo comparativo
28 J 3,6 0 95 5 0 0 1,2 580 8700 1,00
29 K 3,6 0 85 8 7 0 2,0 7 1,8 854 7748 0,75 8,2
30 L 3,6 15 75 10 0 0 2,5 721 7931 0,40
31 M inaplicável para laminação devido à fratura na placa
32 N 3,6 0 91 9 0 0 1,3 541 8656 1,00
33 O 2,9 0 65 27 8 0 3,0 10 1,4 822 9864 0,87 14,6 Exemplo da invenção
34 P 2,9 0 67 24 9 0 4,0 6 1,7 808 10504 0,80 22,3
35 Q 2,9 0 73 17 10 0 4,0 5 1,8 825 10725 0,80 24,2
36 R 2,9 0 60 30 10 0 4,5 4 1,9 855 10260 0,75 23,4
37 S 2,9 0 72 20 8 0 4,0 8 1,6 798 9576 0,85 20,1
38 T 2,9 0 74 18 7 1 3,0 6 1,6 807 11298 0,84 13,0
39 u 2,9 0 71 20 9 0 4,0 8 1,7 792 9504 0,85 22,7
38/44 * indica fora da definição da presente invenção f indica uma fase metálica consistindo de austenita retida e/ou martensita *ds < (500xdaxfM)/TS ...(0) ds: média das distânicas mínimas entre fases metálicas adjacentes (pm) da: diâmetro de círculo equivalete médio da fase metálica (pm) fM: fração e área de martensita (% em área)
TS: resistência à tração da chapa de aço (MPa)
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39/44 [Microestrutura metálica] [110] Os presentes inventores observaram as microestruturas metálicas das chapas de aço laminadas a quente resultantes 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 como W e t, respectivamente, um espécime para observação da microestrutura 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.
[0018] Então, a seção transversal na direção de laminação (a assim chamada seção transversal na direção L) do espécime foi submetida à causticação Nital, e observada em um campo de visão de 300 qm x 300 qm usando-se um microscópio ótico após a causticação. Então a fotografia da microestrutura resultante foi submetida à análise de imagem para determinar a fração de área A de ferrita, a fração de área B de perlita, e a fração de área total C de bainita, martensita, e austenita retida.
[0019] A seguir, a porção submetida à causticação Nital foi submetida à causticação Lepera e observada em um capo de visão de 300 qm x 300 qm usando-se um microscópio ótico. Então, a fotografia da microestrutura resultante foi submetida à análise de imagem para calcular a fração total de área 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 de 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 uma fração de área E da austenita retida. A fração de área de bainita foi determinada a partir da diferença entre a fração
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40/44 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 área D. Dessa forma, a fração de área de cada uma entre ferrita, bainita, martensita, austenita retida, e perlita foi determinada.
[0020] Além disso, o número de fases metálicas e a área de fases metálicas foram determinados a partir da fotografia de uma microestrutura após a causticação Lepera como descrito acima, diâmetros de círculo equivalentes foram determinados, e foi calculada a média dos diâmetros de círculo equivalentes pra determinar o diâmetro de círculo equivalente médio. Similarmente, a partir das fotografias das microestruturas após a causticação Lepera, 20 fases metálicas foram selecionadas arbitrariamente, todas as distâncias entre uma das fases metálicas e outra mais adjacente a ela foram medidas, e a sua média foi calculada.
Propriedades mecânicas [114] Entre as propriedades mecânicas, propriedades de resistência à tração (TS), e alongamento uniforme (u-EI) foram avaliadas em conformidade com a JIS Z 2241 (2011) usando um espécime de teste nQ 5 da JIS Z 2241 (2011), que foi tirado em uma posição 1/4W ou 3/4W a partir de uma extremidade da chapa na direção da largura da chapa quando a largura da chapa é definida por W com a direção (direção da largura) perpendicular à direção de laminação sendo a direção longitudinal.
[0021] Além disso, os presentes inventores conduziram um teste de cisalhamento simples em um procedimento descrito abaixo, e determinaram a tensão plástica equivalente om base nos resultados.
[0022] Um espécime para o teste de cisalhamento simples é retirado em uma posição 1/4W o 3/4W a 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
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41/44 direção de laminação 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 laminação da chapa de aço de forma tal que ambos os lados fossem polidos uniformemente até uma espessura de chapa de 2,0 mm para a espessura de chapa uniforme.
[0023] Mandris foram aplicados a porções de mandrilagem opostas 2 nos lados longos (direção de laminação) 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.
[0024] 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 por cisalhamento carregando-se o espécime com um estresse de cisalhamento as. A Figura 1 (b) ilustra um exemplo do espécime submetido à deformação por cisalhamento. O estresse de cisalhamento as é um estresse nominal como determinado na seguinte fórmula:
Estresse de cisalhamento as = força de cisalhamento / (comprimento do espécime na direção de laminação da chapa de aço x espessura da chapa do espécime) [0025] Uma vez que o comprimento e a espessura da chapa são invariáveis no teste de cisalhamento, pode ser considerado que o estresse de cisalhamento nominal é aproximadamente igual ao estresse
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42/44 de cisalhamento real. Durante o teste de cisalhamento, 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 cisalhamento ss, que foi gerada devido à deformação de cisalhamento, foi determinada usando-se a seguinte fórmula:
Tensão de cisalhamento ss = tan(0) [0026] Para o teste de cisalhamento simples, foi usado um testador de cisalhamento simples (deslocamento máximo 8 mm). Consequentemente, há a 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 cisalhamento pode não completar o teste até o espécime se romper em alguns casos. Como tal, um “teste de cisalhamento de múltiplas etapas”, no qual uma série de operações incluindo aplicação de uma carga de teste de cisalhamento, remoção da carga, corte de uma extremidade de uma porção mandrilada do espécime em uma linha reta, e reaplicação de uma carga foram repetidas, foi aplicada como descrito acima.
[0027] Para avaliar o resultado de um teste de cisalhamento simples continuo conectando-se os resultados desses testes de cisalhamento de múltiplas etapas em série, uma tensão plástica de cisalhamento (ssp) foi determinada como segue subtraindo-se uma tensão de cisalhamento elástica (sse) levando em consideração o módulo de cisalhamento elástico a partir da tensão de cisalhamento (ss) obtida em cada etapa do teste de cisalhamento, de modo que as tensões plásticas de cisalhamento (ss) em todas as etapas foram conectadas em apenas uma:
tensão plástica de cisalhamento ssp = tensão de cisalhamento ss tensão de cisalhamento elástica sse
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43/44 tensão de cisalhamento elástica sse = as/G onde as: tensão de cisalhamento
G: módulo de cisalhamento elástico
Aqui, G = E/2( 1 + v) foi aproximadamente igual a 78000 (MPa).
E (Módulo de Young (modulo de elasticidade longitudinal)) = 206000 (MPa)
Razão de Poisson (v) = 0,3 [0028] O teste de cisalhamento simples foi conduzido até o espécime se romper. Dessa forma, é possível traçar a relação entre o estresse de cisalhamento as e a tensão plástica de cisalhamento ssp. Então, a tensão plástica de cisalhamento quando o espécime se rompe é sspf.
[0029] A partir da relação entre o estresse de cisalhamento as obtido no teste de cisalhamento simples e na tensão plástica de cisalhamento sspf quando o espécime se rompe, um fator de conversão κ é usado para determinar a tensão plástica equivalente seq no método descrito acima.
[0030] A seguir, o desvio padrão da nano dureza foi medido. O espécime para a observação da microestrutura metálica foi polido novamente. O espécime foi medido em áreas de medição de 25 μίτι x 25 μίτι cada a um intervalo de 5 μίτι em uma posição a 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 10 s e descarga 10 s). A partir dos resultados, um valor médio de nano dureza e um desvio padrão de nano dureza foram calculados. A nano dureza foi medida com o uso de TriboScope/TriboIndenter disponibiizado por Hysitron.
[0031] Os resultados da medição estão também mostrados na Tabela 3.
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44/44 [0032] Como pode ser claramente visto, da Tabela 3, de acordo com a chapa de aço laminada a quente de acordo com 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, um produto (TS x u-EL) do alongamento uniforme u-EL pela resistência á tração TS sendo igual a 8000 MPa.% ou mais. Além disso, a chapa de aço laminada a quente de acordo com a presente invenção tem uma tensão plástica equivalente de 0,75 ou mais, e foi confirmado que a chapa de aço pode suportar trabalho na faixa de alta tensão tal como forjamento de chapa metálica.,
Aplicabilidade industrial [0033] 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 características básicas para um aço DP tais como capacidade de trabalho de estampagem a quente 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 tendo uma composição química consistindo, em % em massa, de:
C: 0,020 a 0,180%,
Si: 0,05 a 1,70%,
Mn: 0,50 a 2,50%,
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:0a0,100%,
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, caracterizada pelo fato de 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 me
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2/2 tálica 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 da chapa, martensita: mais que 2% a 10% ou menos, austenita retida: menos de 2%, bainita: 40% ou menos, perlita: 2% ou menos, o saldo: ferrita o diâmetro de círculo equivalente médio de uma fase metálica constituída de martensita e/ou austenita retida é de 1,0 a 5,0 μίτι, a média das distâncias mínimas entre fases metálicas adjacentes é de 3 μίτι ou mais, e o desvio padrão da nano dureza é 2,0 GPa ou menos.
2. Chapa de aço laminada a quente de acordo com a reivindicação 1, caracterizada pelo fato de que a resistência à tração é 780 MPa ou mais, e a espessura da chapa é 1,0 a 4,0 mm.
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