BR112019019727A2 - chapa de aço laminada a frio, e chapa de aço laminada a frio galvanizada por imersão a quente - Google Patents

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Shiokawa Kazuki
Okamoto Riki
Yokoyama Takafumi
NAKAHIRA Yuichi
Yamaguchi Yuji
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Abstract

a presente invenção refere-se a uma chapa de aço laminada a frio com uma resistência à tração de pelo menos 980 mpa que tem uma composição química prescrita. a microestrutura, em % em área, é ferrita: 1-29%, austenita retida: 5-20%, martensita: menos de 10%, perlita: menos de 5%, e saldo: bainita e/ou martensita temperada. o comprimento total de interfaces, onde a ferrita entra em contato com martensita ou com austenita retida tendo um raio de círculo equivalente de pelo menos 1 ¿m, é 100 ¿m ou menos por 1000 ¿m2. a mencionada chapa de aço laminada a frio tem excelentes capacidade de trabalho e tenacidade à baixa temperatura, especialmente tenacidade à baixa temperatura após introduzir a deformação plástica.

Description

Relatório Descritivo da Patente de Invenção para CHAPA DE AÇO LAMINADA A FRIO, E CHAPA DE AÇO LAMINADA A FRIO GALVANIZADA POR IMERSÃO A QUENTE.
Campo técnico [1] A presente invenção refere-se a uma chapa de aço laminada a frio e a uma chapa de aço laminada a frio galvanizada por imersão a quente.
Antecedentes da técnica [2] Nos últimos anos, do ponto de vista de cumprimento das regulamentações de emissões de gás de estufa que acompanham medidas para enfrentar o aquecimento global, estão sendo buscadas melhorias no consumo de combustível de automóveis. Para reduzir o peso dos chassis os automóveis e garantir a segurança na colisão, está aumentando mais e mais a aplicação de chapas de aço de resistência ultra-alta. Recentemente há uma necessidade crescente para chapas de aço de resistência ultra-alta que tenham uma resistência à tração de 980 MPa ou mais. Há a demanda para uma chapa de aço galvanizada por imersão a quente de resistência ultra-alta cuja superfície tenha sofrido galvanização por imersão a quente para uso em regiões de um chassi de automóvel que requeiram propriedades de prevenção de ferrugem.
[3] Chapas de aço que são fornecidas para uso em componentes para uso automotivo precisam ter não apenas alta resistência, mas também várias propriedades de trabalho necessárias quando se conformam componentes, tais como capacidade de conformação por prensagem e capacidade de soldagem. Especificamente, do ponto de vista de conformação por prensagem, uma chapa de aço precisa frequentemente ser excelente em alongamento (alongamento total em um teste de tração: El) e capacidade de flangeamento no estiramento (razão de expansão de furo: λ).
Petição 870190094557, de 20/09/2019, pág. 36/78
2/40 [4] Embora seja geralmente difícil garantir tanto um alto nível de alongamento total (El) e uma alta razão de expansão de furo (λ) que acompanham o aumento da resistência de uma chapa de aço, é conhecida uma chapa de aço TRIP (plasticidade induzida pela transformação) na qual tanto a resistência aumentada quanto a capacidade de trabalho são alcançadas utilizando-se a plasticidade induzida pela transformação de austenita retida.
[5] Por outro lado, quando é considerada a aplicação de chapas de aço de alta resistência para automóveis a serem usados em regiões frias, as chapas de aço de alta resistência precisam ter propriedades tais que as fraturas frágeis não ocorram sob um ambiente de baixa temperatura. Em particular, quando é considerada a sua aplicação para componentes para uso em automóveis, é exigida a tenacidade à baixa temperatura após a tensão plástica ser introduzida pelo trabalho de prensagem. Entretanto, é comumente sabido que uma chapa de aço TRIP é inferior em tenacidade à baixa temperatura.
[6] Os Documentos de Patente 1 a 3 descrevem uma técnica que se refere a chapas de aço TRIP de alta resistência nas quais as frações constituintes da microestrutura são controladas para estarem dentro de uma faixa predeterminada para assim melhorar o alongamento e a razão de expansão de furo.
[7] O Documento de Patente 4 e o Documento de Patente 5 descrevem uma técnica que se refere a chapas de aço TRIP de alta resistência nas quais a tenacidade da baixa temperatura é melhorada pelo controle das frações constituintes da microestrutura para estarem dentro de uma faixa predeterminada, e além disso controlar a distribuição dos valores de IQ (qualidade de imagem) dos grãos determinados pela análise EBSD para estarem dentro de uma faixa predeterminada.
[8] O Documento de Patente 6 descreve uma técnica que se refere a um aço TRIP de alta resistência no qual a microestrutura é
Petição 870190094557, de 20/09/2019, pág. 37/78
3/40 composta principalmente de martensita temperada contendo austenita retida e MA, e a capacidade de expansão de furo é melhorada pelo aumento da proporção de MA e de austenita retida que entra em contato com a martensita temperada ou que existe dentro dos grãos de martensita temperada.
[9] O Documento de Patente 7 descreve uma técnica que melhora a tenacidade de uma chapa de aço DP (fase dupla). O Documento de Patente 8 e o Documento de Patente 9 descrevem uma técnica que se refere a uma chapa de aço de alta resistência na qual a tenacidade à baixa temperatura é melhorada pelo controle das frações dos constituintes da microestrutura para estarem dentro de uma faixa predeterminada, e além disso controlar a densidade de falha de empilhamento da austenita retida de modo a cair dentro de uma faixa predeterminada.
Lista de documentos da técnica anterior
Documentos de Patente [10] Documento de Patente 1: WO 2013/151238 Documento de Patente 2: JP2006-104532A Documento de Patente 3: JP2007-262494A Documento de Patente 4: JP2015-086468A Documento de Patente 5: JP2015-200006A Documento de Patente 6: JP2014-34716A Documento de Patente 7: JP2011-132602A Documento de Patente 8: JP2015-025208A Documento de Patente 9: JP2014-133944A
Sumário da invenção
Problema técnico [11] Nas técnicas descritas nos Documentos de Patente 1 a 3, não é levada em consideração a tenacidade à baixa temperatura. Na técnica descrita no Documento de Patente 4, como a fração estrutural
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4/40 de ferrita é de 50% ou mais, é difícil garantir uma resistência da classe de 980 MPa ou mais. Na técnica descrita no Documento de Patente 5, não é levada em consideração a tenacidade à baixa temperatura após o trabalho que é necessário como uma chapa de aço para uso em automóveis. Nas técnicas descritas no Documento de Patente 6, não é levada em consideração a tenacidade à baixa temperatura. Na chapa de aço descrita no Documento de Patente 7, a ductilidade é insuficiente uma vez que a capa de aço contém quase nenhuma austenita retida. Na técnica descrita no Documento de Patente 8 e no Documento de Patente 9, não é levada em consideração a capacidade de expansão de furo que é importante em relação à capacidade de trabalho de uma chapa de aço de alta resistência.
[12] Em vista do estado corrente da técnica anterior, um problema a ser resolvido pela presente invenção é aumentar a capacidade de trabalho e a tenacidade à baixa temperatura, especialmente a tenacidade à baixa temperatura após a introdução da tensão plástica, em uma chapa de aço laminada a frio de alta resistência e em uma chapa de aço laminada a frio galvanizada por imersão a quente de alta resistência, e um objetivo da presente invenção é fornecer uma chapa de aço laminada a frio de alta resistência e uma chapa de aço laminada a frio galvanizada por imersão a quente de alta resistência que resolvam o problema mencionado anteriormente.
Solução para o problema [13] Em consideração das abordagens para resolver o problema mencionado anteriormente, os presentes inventores conduziram estudos intensivos em relação à microestrutura com a qual, em adição à alta resistência, a capacidade de trabalho e a tenacidade à baixa temperatura podem ser garantidas.
[14] Como resultado, os presentes inventores descobriram que para garantir a resistência, o alongamento, a razão de expansão de
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5/40 furo e a tenacidade à baixa temperatura almejados, é necessário que a microestrutura satisfaça simultaneamente as condições (i) a (v) a seguir.
(i) Ferrita: 1 a 29% em área% (ii) Austenita retida: 5 a 20% em área (iii) Martensita: menos de 10% em área (iv) Perlita: menos de 5% em área (v) Bainita e/ou martensita temperada: o saldo [15] Em adição, os presentes inventores verificaram que a fronteira de fases entre ferrita que tem a estrutura mais macia na microestrutura e martensita ou austenita retida que têm a estrutura mais dura se torna um ponto de partida para fraturas, e descobriram que a tenacidade à baixa temperatura após o trabalho pode ser também melhorada se o comprimento das fronteiras das fases nas quais ambas as microestruturas entram em contato não for maior que um valor predeterminado, especificamente se o comprimento satisfaz a condição descrita no item (vi) abaixo.
[16] (vi) A soma total dos comprimentos das fronteiras das fases nas quais a ferrita entra em contato com a martensita ou com a austenita retida tendo um raio de círculo equivalente de 1 pm ou mais é 100 pmou menos por 1000 pm2.
[17] A Figura 1 mostra resultados obtidos medindo-se vTrs quando uma pré-tensão de 5% foi aplicada às chapas de aço tendo vários σΜΑ , e posteriormente um teste de impacto Charpy foi executado. Note que, na presente especificação, a soma total dos comprimentos das fronteiras das fases nas quais a ferrita entra em contato com martensita ou austenita retida tendo um raio de círculo equivalente de 1 pmou mais é referido como “σΜΑ”.
[18] Como ilustrado na Figura 1, há uma tendência para vTrs diminuir após a aplicação de pré-tensão de 5% à medida que σΜΑ di
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6/40 minui, e em particular vTrs diminui significativamente quando σΜΑ é 100 pm ou menos. Em relação ao mecanismo em que σΜΑ afeta a tenacidade à baixa temperatura após o trabalho, é considerado que quando a chapa de aço é submetida ao trabalho, a tensão se concentra nas fronteiras das fases entre a ferrita que é a estrutura mais macia na microestrutura e martensita ou austenita retida que é a estrutura mais dura na microestrutura, e ocorre a separação da borda da fase mínima ou a fratura. Tal separação de fronteira de fases ou fratura se torna o ponto de partida para fraturas frágeis. Então, é considerado que quanto menor for a fronteira de fases, em outras palavras, quanto menor for σΜΑ , mais excelente será a tenacidade à baixa temperatura após o trabalho.
[19] A presente invenção foi feita com base nas descobertas mencionadas anteriormente, e a essência da presente invenção é como descrito abaixo.
[20] (1) Uma chapa de aço laminada a frio tendo uma resistência à tração de 980 MPa ou mais, incluindo uma composição química consistindo, em % em massa, de:
C: 0,10 a 0,30%,
Si: 0,50 a 2,50%,
Mn: 1,50 a 3,50%, Al: 0,001 a 1,00%, P: 0,05% ou menos, S: 0,01% ou menos, N: 0,01% ou menos, O: 0,01% ou menos, Cr: 0 a 1,00%, Mo: 0 a 1,00%, Sn: 0 a 1,00%, Cu: 0 a 1,00%,
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Ni: 0 a 1,00%,
B: 0 a 0,005%,
Ti: 0 a 0,30%,
V: 0 a 0,50%,
Nb:0a0,10%,
W: 0 a 0,50%,
Ca: 0 a 0,010%,
Mg: 0 a 0,010%,
Sb: 0 a 0,200%,
Zr: 0 a 0,010%,
Bi: 0 a 0,010%,
REM: 0 a 0,100%, e o saldo: Fe e impurezas, em que:
a microestrutura consiste de, em % em área:
ferrita: 1 a 29%, austenita retida: 5 a 20%, martensita: menos de 10%, perlita: menos de 5%, e o saldo: bainita e/ou martensita temperada; e a soma total dos comprimentos das fronteiras de fases onde a ferrita entra em contato com martensita ou austenita retida tendo um raio de círculo equivalente de 1 μπι ou mais é 100 μπι ou menos por 1000 μπι2.
[21] (2) A chapa de aço laminada a frio galvanizada por imersão a quente de acordo com o item (1) acima, em que a espessura da chapa de aço está na faixa de 0,5 a 3,2 mm.
[22] (3) A chapa de aço laminada a frio galvanizada por imersão a quente, incluindo: uma camada galvanizada por imersão a quente em uma superfície da chapa de aço laminada a frio de acordo com o
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8/40 item (1) ou (2) acima.
[23] (4) Uma chapa de aço laminada a frio galvanizada por imersão a quente, incluindo: uma camada galvanizada em uma superfície da chapa de aço laminada a frio de acordo com o item (1) ou (2) acima.
EFEITOS VANTAJOSOS DA INVENÇÃO [24] De acordo com a presente invenção, podem ser fornecidas uma chapa de aço laminada a frio de alta resistência e uma chapa de aço laminada a frio galvanizada por imersão a quente de alta resistência que sejam excelentes e em capacidade de trabalho e tenacidade à baixa temperatura, e em particular, sejam excelentes em tenacidade à baixa temperatura após a introdução da tensão plástica.
BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS [25] A Figura 1 é uma vista ilustrando a relação entre vTrs após a aplicação de uma pré-tensão de 5% e σΜΑ.
A Figura 2 é uma vista mostrando resultados obtidos pela investigação da relação entre o valor do lado esquerdo da Fórmula (1) e σΜΑ.
A Figura 3 é uma vista ilustrando exemplos de padrão de aquecimento de uma placa.
A Figura 4 é uma vista ilustrando a relação entre a taxa de resfriamento terciária e a concentração de C na austenita retida y(Cy). DESCRIÇÃO DE MODALIDADES [26] Aqui abaixo, uma chapa de aço de acordo com a presente invenção e uma chapa de aço revestida de acordo com a presente invenção bem como os métodos para produção da chapa de aço e da chapa de aço revestida são descritos nessa ordem.
[27] Inicialmente serão descritas as razões para limitação da composição química da chapa de aço de acordo com a presente invenção.
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Aqui, o símbolo “%” em relação à composição química significa “% em massa”.
[28] Composição química
C: 0,10 a 0,30%
C (carbono) é um elemento que é essencial para garantir a resistência da chapa de aço. Para obter uma resistência suficientemente alta, o teor de C é feito ser 0,10% ou mais. Preferivelmente, o teor de C é 0,13% ou mais, 0,15% ou mais, 0,17% ou mais, ou 0,18% ou mais. Por outro lado, se o teor de C for excessivo, C provocará a diminuição da capacidade de trabalho e da capacidade de soldagem. Portanto, o teor de C é ajustado para ser não mais que 0,30%. Para suprimir a ocorrência de uma diminuição da capacidade de conformação por prensagem e da capacidade de soldagem, o teor preferível de C é 0,27% ou menos, 0,25% ou menos, 0,23% ou menos, ou 0,21% ou menos.
[29] Si: 0,50 a 2,50%
Si (silício) é um elemento que suprime a formação de carbonetos de ferro, e contribui para a melhoria da resistência e da capacidade de conformação. Para obter esses efeitos, o teor de Si e feito ser 0,50% ou mais. Para suprimir a precipitação de carbonetos à base de ferro, um teor preferível de Si é 0,65% ou mais, 0,80% ou mais, 0,90% ou mais, 1,00% ou mais, 1,10% ou mais, ou 1,20% ou mais. Por outro lado, um teor excessivo de Si fará a placa de aço fraturar e também provocará a fragilização a chapa de aço. Portanto, o teor de Si e feito ser 2,50% ou menos. Além disso, em um processo de recozimento, Si forma óxidos na superfície da chapa de aço e é, assim, prejudicial para a capacidade de tratamento químico e para a aderência do revestimento. Portanto, o teor de Si é preferivelmente 2,25% ou menos, 2,00% ou menos, 1,85% ou menos, 1,70% ou menos, ou
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1,60% ou menos. Mais preferivelmente, o teor de Si é 1,50% ou menos.
[30] Mn: 1,50 a 3,50%
Mn (manganês) é um elemento que aumenta a capacidade de endurecimento da chapa de aço e contribui para melhorar a resistência. Se o teor de Mn for menor que 1,50%, a capacidade de endurecimento da chapa de aço será insuficiente, uma grande quantidade de ferrita precipitará durante o resfriamento após o recozimento, e será difícil garantir a resistência exigida. Então, o teor de Mn é feito ser 1,50% ou mais. Preferivelmente, o teor de Mn é 1,80% ou mais, 2,00% ou mais, 2,20% ou mais, ou 2,30% ou mais. Por outro lado, se o teor de Mn for excessivo, a segregação do Mn ocorrerá e provocará a diminuição da capacidade de trabalho e da tenacidade. Portanto, o teor de Mn é feito em não mais que 3,50%. Do ponto de vista de garantir a capacidade de soldagem, um teor preferível de Mn é 3,00% ou menos. Um teor mais preferível de Mn é 2,80% ou menos, 2,70% ou menos, 2,60% ou menos ou 2,50% ou menos.
[31] Al: 0,001 a 1,00%
Al (alumínio) é um elemento desoxidante. Para obter esse efeito, o teor de Al é feito em 0,001% ou mais. Preferivelmente, o teor de Al é 0,005% ou mais, 0,010% ou mais, ou 0,015% ou mais. Por outro lado, mesmo se uma quantidade excedente de Al estiver contida, o efeito da adição será saturado e a eficiência econômica diminuirá, e, em adição, a temperatura de transformação do aço aumentará e a carga durante a laminação a quente aumentará. Portanto, o teor de Al é feito ser 1,00% ou menos. Preferivelmente, o teor de Al é 0,50% ou menos, 0,20% ou menos, 0,10% ou menos, 0,060% ou menos, ou 0,040% ou menos.
[32] P: 0,05% ou menos
P (fósforo) é um elemento que contribui para aumentar a
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11/40 resistência pelo reforço da solução sólida. Se o teor de P for maior que 0,05%, a capacidade de soldagem e a tenacidade diminuirão. Portanto, o teor de P é feito ser 0,05% ou menos. Preferivelmente o teor de P é 0,02% ou menos, ou 0,015% ou menos. Não é necessário limitar particularmente o limite inferior do teor de P, e seu limite inferior é 0%. Entretanto, uma vez que reduzir o teor de P para menos de 0,001% provocará um aumento significativo no custo de produção, 0,001% pode ser ajustado como o limite inferior.
[33] S: 0,01% ou menos
S (enxofre) é um elemento impureza, e é um elemento que forma MnS e atrapalha a capacidade de trabalho e a capacidade de soldagem. Portanto, o teor de S é feito ser 0,01% ou menos. O teor de S é preferivelmente 0,005% ou menos, 0,003% ou menos, e mais preferivelmente 0,002% ou menos. Não é necessário limitar particularmente o limite inferior do teor de S, e o seu limite inferior é 0%. Reduzir o teor de S para menos de 0,0005% provocará um aumento significativo do custo de produção, e, portanto, 0,0005% pode ser ajustado como o limite inferior.
[34] N: 0,01% ou menos
N (nitrogênio) é um elemento impureza, e é um elemento que forma nitretos brutos e atrapalha a capacidade de trabalho e a tenacidade. Portanto, o teor de N é feito ser 0,01% ou menos. Um teor preferível de N é 0,007% ou menos, 0,005% ou menos, ou 0,004% ou menos. Não é necessário limitar particularmente o limite inferior do teor de N, e o seu limite inferior é 0%. Uma vez que reduzir o teor de N para menos de 0,0005% provocará um aumento significativo nos custos de produção, 0,0005% pode ser ajustado como o limite inferior.
[35] O: 0,01% ou menos
O (oxigênio) é um elemento impureza que forma óxidos brutos e atrapalha a capacidade de dobramento e a capacidade de
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12/40 expansão de furo. Portanto, o teor de O é feito ser 0,01% ou menos. Preferivelmente, o teor de O é 0,005% ou menos, ou 0,003% ou menos. Não é particularmente necessário limitar o limite inferior do teor de O, e o seu limite inferior é 0%. Uma vez que reduzir o teor de O para menos de 0,0001% provocará um aumento significativo no custo de produção, 0,0001% pode ser ajustado como o limite inferior.
[36] Conforme necessário, a chapa de aço de acordo com a presente invenção pode conter os elementos respectivos descritos abaixo.
[37] Cr: 0 a 1,00%
Mo: 0 a 1,00%
Sn: 0 a 1,00%
Cu: 0 a 1,00%
Ni: 0 a 1,00%
B: 0 a 0,005%
Cr (cromo), Mo (molibdênio), Sn (estanho), Cu (cobre), Ni (níquel) e B (boro) são elementos que contribuem para aumentar a resistência da chapa de aço, e, portanto, o um o mais desses elementos podem estar contidos. Entretanto, quando uma quantidade excessiva desses elementos está contida, o efeito da adição será saturado e a eficiência econômica diminuirá. Portanto, o limite superior dos teores respectivos de Cr, Mo, Sn, Cu e Ni é ajustado como 1,00%, e o limite superior do teor de B é ajustado como 0,0050%. Um limite superior mais preferível é 0,60%, 0,40%, 0,20%, 0,10% ou 0,050% para cada elemento entre Cr, Mo, Ni, Sn, Cu e Ni, e é 0,0020% ou 0,0030% para B. Para obter o efeito suficientemente mencionado anteriormente, 0,001% pode ser ajustado como o limite inferior do teor de Cr, Mo, Sn, Cu e Ni, e 0,0001% pode ser ajustado como o limite inferior do teor de B. Um limite inferior mais preferível é 0,010% ou 0,020% para cada um entre Cr, Mo, Sn, Cu e Ni, e é 0,0005% ou 0,0010% para B. Não é es
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13/40 sencial obter o efeito mencionado acima. Portanto, não é particularmente necessário limitar o limite inferior dos teores respectivos de Cr, Mo, Sn, Cu e Ni, e o limite inferior de cada um desses teores é 0%.
[38] Ti: 0 a 0,30%
V: 0 a 0,50%
Nb:0a0,10%
W: 0 a 0,50%
Ti (titânio), V (vanádio), Nb (nióbio) e W (tungstênio) são elementos que formam carbonetos e contribuem para aumentar a resistência da chapa de aço, e, portanto, um ou mais desses elementos podem estar contidos. Entretanto, quando uma quantidade excessiva desses elementos está contida, o efeito de adição será saturado e a eficiência econômica diminuirá. Portanto, o limite superior do teor de Ti é ajustado para 0,30%, o limite superior do teor de V é ajustado par 0,50%, o limite superior do teor de Nb é ajustado para 0,10%, e o limite superior do teor de W é ajustado para 0,50%. Um limite superior mais preferível para Ti é 0,15% ou 0,05%. Um limite superior mais preferível para V é 0,30% ou 0,08%. Um limite superior mais preferível para Nb é 0,05% ou 0,02%. Um limite superior mais preferível para W é 0,25% ou 0,05%. Para obter suficientemente o efeito mencionado anteriormente, o limite inferior dos respectivos teores de Ti, V, Nb e W é preferivelmente 0,001% ou 0,005%. Um limite inferior mais preferível do teor de cada um desses elementos é 0,010%. Não é essencial obter o efeito mencionado anteriormente. Portanto, não é necessário limitar particularmente o limite inferior dos teores respectivos de Ti, V, Nb e W, e o limite inferior de cada um desses teores é 0%.
[39] Ca: 0 a 0,010%,
Mg: 0 a 0,010%,
Sb: 0 a 0,200%,
Zr: 0 a 0,010%,
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Bi: 0 a 0,010%,
REM: 0 a 0,100%,
Ca (cálcio), Mg (magnésio), Sb (antimônio), Zr (zircônio) e REM são elementos que dispersam finamente inclusões no aço, e assim contribuem para melhorar a capacidade de trabalho. Bi (bismuto) é um elemento que reduz a micro segregação de elementos de ligação substitutos tais como MN e Si no aço, e assim contribuem para melhorar a capacidade de trabalho. Então, um ou mais tipos desses elementos podem estar contidos. Entretanto, se o teor desses elementos for excessivo, a ductilidade diminuirá. Portanto, o limite superior dos respectivos teores de Ca e Mg é 0,010%, o limite superior o teor de Sb é 0,200%, o limite superior dos teores de Zr e Bi é 0,010%, e o limite superior do teor de REM é 0,100%. Um limite superior mais preferível de Ca e Mg é 0,005% ou 0,003%, de Sb é 0,150% ou 0,05%, de Zr e Bi é 0,005% ou 0,002%, e de REM é 0,050% ou 0,004%. Para obter suficientemente os efeitos mencionados anteriormente, é preferível ajustar o limite inferior dos teores respectivos de Ca e Mg para 0,0001%, o limite inferior dos teores respectivos de Sb e Zr para 0,001% ou 0,005%, e o limite inferior dos respectivos teores de Bi e REM para 0,0008%. Não é essencial obter o efeito mencionado acima. Portanto, não é necessário limitar particularmente o limite inferior dos teores respectivos de Ca, Mg, Sb, Zr e REM, e o limite inferior de cada um desses teores é 0%. Note que o termo “REM” é um termo genérico usado para se referir coletivamente a um total de 17 elementos incluindo Sc, Y e lantanoides, e o teor de REM significa a quantidade total dos elementos mencionados anteriormente.
[40] Na composição química da chapa de aço de acordo com a presente invenção, o saldo além dos elementos mencionados anteriormente é Fe e impurezas, e elementos que estão inevitavelmente misturados no aço a partir das matérias-primas do aço durante o pro
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15/40 cesso de produção do aço podem estar contidos dentro de uma faixa que não seja prejudicial às propriedades da chapa de aço de acordo com a presente invenção.
[41] A seguir, serão descritas as razões para limitação da microestrutura da chapa de aço de acordo com a presente invenção. Aqui, o símbolo “%” conforme usado em relação à microestrutura significa “% em área”.
[42] Microestrutura
Ferrita: 1 a 29%
Austenita retida: 5 a 20%
Martensita: menos de 10%
Perlita: menos de 5%
Saldo: bainita e/ou martensita temperada
Na chapa de aço de acordo com a presente invenção, a microestrutura mencionada anteriormente é formada e exigiu propriedades mecânicas são garantidas.
[43] Ferrita é uma microestrutura que é eficaz para garantir o alongamento suficiente, e então a quantidade de ferrita é feita ser 1% ou mais. O limite inferior preferível é 3%, 5%, 7%, ou 9%. Um limite inferior mais preferível é 10%, 11%, 12% ou 13%. Por outro lado, como é difícil garantir uma resistência suficiente em um caso em que a quantidade de ferrita é excessiva, a quantidade de ferrita é ajustada para não mais que 29%. O limite superior preferível é 27%, 25%, 22% ou 20%. O limite superior mais preferível é 19% ou 18%.
[44] Austenita retida é também uma microestrutura que é eficaz para garantir o alongamento suficiente, e então a quantidade de austenita retida é feita em 5% ou mais. O limite inferior preferível é 7%, 8%, ou 9%. O limite inferior mais preferível é 10% ou 11%. Por outro lado, como é difícil garantir resistência suficiente em um caso em que a quantidade de austenita retida é excessiva, a quantidade de austeni
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16/40 ta retida é ajustada para não mais que 20%. O limite superior preferível é 17%, 16%, 15% ou 14%.
[45] Se as quantidades respectivas de martensita e perlita forem excessivas, uma capacidade de expansão de furo e uma tenacidade à baixa temperatura suficientes não podem ser garantidas. Portanto, a quantidade de martensita é ajustada para menos de 10%, e a quantidade de perlita é ajustada para menos de 5%. O limite superior preferível da quantidade de martensita é 8%, 6%, 5% ou 4%, e o limite superior preferível de perlita é 3%, 2% ou 1%. O limite superior mais preferível é menos de 1%. Não é particularmente necessário ajustar o limite inferior para essas quantidades, e o limite inferior é 0%. Entretanto, na chapa de aço de acordo com a presente invenção, martensita está frequentemente presente até uma certa extensão, e, conforme necessário, o limite inferior da quantidade de martensita pode ser ajustado como 1%, 2%, 3% ou 4%. Embora a quantidade de perlita seja preferivelmente 0%, o seu limite inferior pode ser 0,5% ou 1%.
[46] O saldo da microestrutura é bainita e/ou martensita temperada. O limite superior do saldo da microestrutura é 94%, e o limite inferior é de mais de 36%. O limite inferior pode ser 40%, 50%, 55%, 60%, 65% ou 70%, e o limite superior pode 90%, 86%, 82%, 78% ou 74%. Em particular, a quantidade de martensita temperada é preferivelmente 65% ou menos, ou 60% ou menos, e a quantidade de martensita temperada é preferivelmente 30% ou mais, ou 40% ou mais.
[47] Um método para calcular a porcentagem de área da microestrutura da chapa de aço de acordo com a presente invenção será descrito agora. A seção na direção de laminação da chapa de aço é cortada, a microestrutura é revelada por causticação usando-se uma solução nital, a microestrutura em uma posição de 1/4 da espessura da chapa de aço é fotografada usando-se um microscópio de varredura eletrônica (ampliação: 5000x, 5 campos visuais), e frações de área
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17/40 (% em área) são calculadas pelo método de contagem de pontos com base na fotografia da microestrutura obtida.
[48] Uma região na qual a subestrutura não aparece e na qual o brilho é baixo é tomada como sendo ferrita, e a região na qual a subestrutura não aparece e o brilho é alto é tomada como sendo martensita ou austenita retida, e as frações de área dessas regiões são calculadas. A região na qual a subestrutura aparece é tomada como sendo martensita temperada ou bainita, e a sua fração de área é calculada.
[49] Em relação à fração de área de austenita retida, a difração de raios X é executada em um plano localizado em uma posição 1/4 da espessura da chapa de aço como superfície de observação, e o valor calculado com base em uma razão de pico de área para bcc e fcc é tomado como a fração de área. A fração de área de martensita é determinada subtraindo-se a fração de área de austenita retida obtida usando-se difração de raios X a partir de uma fração de área calculada como martensita ou austenita retida.
[50] Uma fração estrutural obtida por difração de raios X é, originalmente, a razão de volume (% em volume). Entretanto, uma vez que a fração de área (% em área) da microestrutura é substancialmente igual à razão de volume (% em volume), a porcentagem de austenita retida medida por difração de raios X como descrito acima é tomada para ser a fração de área de austenita retida.
[51] Bainita e martensita temperada podem ser distintas observando-se as posições e as variantes da cementita incluída dentro da estrutura. Martensita temperada é constituída de tiras de martensita e cementita que se formou nas tiras. Nesse momento, porque existem dois ou mais tipos de relação em relação à orientação do cristal, a relação entre as tiras de martensita e cementita, a cementita constituindo uma parte da martensita temperada, tem uma pluralidade de variantes.
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18/40 [52] Bainita é classificada em bainita superior e bainita inferior. A bainita superior é composta de ferrita bainítica do tipo tiras e cementita que é formada na interface da tira, e, portanto, pode ser facilmente distinta da martensita temperada. A bainita inferior é composta de ferrita bainítica do tipo tira e cementita que se formou nas tiras. Nesse caso, diferentemente da martensita temperada, há apenas um tipo de relação de orientação de cristal entre ferrita bainítica e cementita, e, portanto, a cementita que constitui a bainita inferior tem a mesma variante. Consequentemente, bainita inferior e martensita temperada podem ser distintas com base nas variantes de cementita.
[53] Soma total dos comprimentos das fronteiras das fases quando a ferrita entra em contato com a martensita ou a austenita retida tendo um raio de círculo equivalente de 1 qm ou mais: 100 qm ou menos por 1000 qm2.
Se o raio de círculo equivalente de martensita ou austenita retida for grande, a martensita ou austenita retida será prejudicial à capacidade de trabalho e à tenacidade. Em particular, em um caso em que a martensita ou a austenita retida tendo um raio de círculo equivalente de 1 qm ou mais entra em contato com ferrita que é uma microestrutura macia, ela faz a capacidade de trabalho e a tenacidade deteriorarem. Portanto, é necessário gerenciar a soma total dos comprimentos das fronteiras da fase na qual a ferrita entra em contato com martensita ou austenita retida tendo um raio de círculo equivalente de 1 qm ou mais.
[54] A soma total dos comprimentos das fronteiras das fases é determinada como a seguir.
Inicialmente uma fotografia de microestrutura obtida é separada nas três regiões seguintes: (1) ferrita, (2) martensita ou austenita retida, e (3) outras microestruturas. O termo “(3) outras microestruturas” refere-se a uma região na qual a subestrutura aparece na fotograPetição 870190094557, de 20/09/2019, pág. 53/78
19/40 fia da microestrutura como mencionado acima, e corresponde a bainita e/ou martensita temperada.
[55] A seguir, usando-se uma aplicação disponibilizada comercialmente para análise de imagem, as áreas de martensita e austenita retida são determinadas respectivamente, e os valores obtidos são convertidos para raio de círculo equivalente. Uma linha de fronteira com ferrita é traçada para toda a martensita e a austenita retida que tenham um raio de círculo equivalente de 1μηι ou mais, e os comprimentos são calculados. As somas totais dos comprimentos são então determinadas, e multiplicadas por 1000 Çim2)/área do campo visual de medição (μπι2).
[56] A aplicação para análise de imagem usada nesse momento pode ser qualquer aplicação que possa executar as operações mencionadas anteriormente, e embora nenhuma aplicação particular seja especificada aqui, por exemplo, a aplicação é Image-Pro Plus, Ver. 6.1 (Media Cybernetics, Inc.).
[57] Para garantir a capacidade de trabalho e a tenacidade requeridas, a soma total dos comprimentos das fronteiras de fase nas quais a ferrita entra em contato com martensita ou austenita retida tendo um raio de círculo equivalente de 1 μιη ou mais é feita em 100 μηι ou menos por 1000 μπι2. Em relação a também melhorar a tenacidade, a soma total mencionada anteriormente do comprimento das fronteiras de fase é preferivelmente 80 μηιου menos, 70 μηι ou menos, ou 60 μπι ou menos. Mais preferivelmente, a soma total mencionada anteriormente dos comprimentos das fronteiras de fase é 50 μηι ou menos ou 40 μπι ou menos.
[58] A seguir são descritas as propriedades mecânicas preferíveis da chapa de aço de acordo com a presente invenção.
[59] Resistência à tração: 980 MPa ou mais Alongamento total: 10% ou mais
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Razão de expansão de furo: 30% ou mais vTrs após pré-tensão de 5%: -10C ou menos Para garantir a resistência requerida como uma chapa de aço para automóvel, a resistência à tração da chapa de aço de acordo com a presente invenção é preferivelmente 980 MPa ou mais. Embora não seja particularmente necessário ajustar o limite superior da resistência à tração, o limite superior pode ser 1250 Mpa, 1200 MPa ou 1150 Mpa. Para garantir a capacidade de trabalho que permita que a chapa de aço seja conformada em várias formas por trabalho de prensagem ou similar como uma chapa para automóveis, preferivelmente o alongamento total é de 10% ou mais e a razão de expansão de furo é 30% ou mais. Além, disso, para garantir a tenacidade à baixa temperatura como uma chapa de aço para automóvel para uso em regiões frias, vTrs após a pré-tensão de 5% é preferivelmente -10C ou menos. Preferivelmente, vTrs após a pré-tensão de 5% é -30°C ou menos.
[60] A espessura da chapa de aço de acordo com a presente invenção está principalmente na faixa de 0,5 a 3,2 mm, embora haja também casos em que a espessura é menor que 0,5 mm ou em que a espessura é maior que 3,2 mm.
[61] Uma chapa de aço revestida de acordo com a presente invenção é uma chapa de aço laminada a frio tendo uma camada galvanizada por imersão a quente na superfície da chapa de aço de acordo com a presente invenção, ou é uma chapa de aço laminada a frio que tem uma camada galvanizada. A resistência à corrosão é também melhorada pela presença de uma camada galvanizada por imersão a quente na superfície da chapa de aço. Excelente capacidade de soldagem e propriedades de revestimento podem ser garantidas pela presença de uma camada galvanizada na qual Fe é incorporado em uma camada galvanizada por imersão a quente por um tratamento de ligação na superfície da chapa de aço.
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21/40 [62] Na chapa de aço revestida de acordo com a presente invenção, o revestimento de uma camada superior pode ser executado na camada galvanizada por imersão a quente ou na camada galvanizada com o propósito de melhorar as propriedades de revestimento e a capacidade de soldagem. Além disso, na chapa de aço de acordo com a presente invenção, vários tipos de tratamentos tais como tratamento com cromato, tratamento com fosfato, um tratamento de melhoria da lubricidade, ou um tratamento de melhoria da capacidade de soldagem podem ser executados na camada galvanizada ou na camada galvanizada.
[63] A seguir será descrito o método de produção que é adequado para produzir a chapa de aço de acordo com a presente invenção.
[64] Quando se produz a chapa de aço de acordo com a presente invenção, os processos a seguir (A) a (C) são importantes para processar uma peça lingotada tendo a composição química da chapa de aço de acordo com a presente invenção. Os presentes inventores confirmaram pelos estudos executados até agora que se as condições a seguir forem satisfeitas, a microestrutura e similares da presente invenção pode ser obtida.
[65] (A) Processo de laminação a quente de acordo com as condições (A1) a (A4)
O processo de laminação a quente é executado de acordo com as seguintes condições:
[66] (A1) Aquecimento da placa que satisfaz a fórmula (1) [67] Expressão 1
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22/40 frWMny jD(T)«ts(I)
ΙΟ4 ·----------- λ 1.0 ---(1) jD(T)«tsfT) onde
WC ζ WC\ Τ - Acl f γ=---+ 1--1---0*8 ' \ 0.8,/ Ac3 -Acl f T - Acl i
WMa r= |3*4«WMn - 2.4· WMn·-------(/100 ( Ac3 - Acl)' , „ / —262OO0\
D = 19*Λ esp ί----------i \ R-T /
T: Temperature (°C)
R: constante do gás; 8,314 J/mol
Ts(T): tempo de residência da placa na temperatura T (sec)
SRT: temperatura de aquecimento da placa (°C)
WC: teor de C no aço (% em massa)
WMn: teor de Mn no aço (% em massa) [68] O lado esquerdo da fórmula (1) é uma fórmula que representa o grau de desuniformidade da concentração de Mn que ocorre durante o aquecimento da placa. O numerador do lado esquerdo da fórmula (1) é um termo que representa a quantidade de Mn distribuída de α a γ enquanto em uma região de fase dupla α+γ durante o aquecimento da placa, e quanto maior for esse valor, maior o grau de desuniformidade da distribuição da concentração de Mn na placa. Por outro lado, o denominador no lado esquerdo da fórmula (1) é um termo que corresponde à distância entre átomos de Mn que se difundem em γ enquanto em uma região de fase única γ durante o aquecimento da placa, e quanto maior for esse valor, maior o grau de desuniformidade da distribuição de concentração de Mn na placa. Em outras palavras, quanto mais longo for o tempo de residência da placa na região de fase dupla α+γ (Aci ou mais a não mais que Acs), maior é a quantidade de Mn que será distribuída de α a γ. Por outro lado, quanto mais longo
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23/40 for o tempo de residência da placa na faixa de temperaturas de fase única γ (Acs ou mais), maior será o grau de uniformidade da distribuição de concentração de Mn.
[69] Quanto maior for o valor do lado esquerdo na fórmula (1), maior a quantidade de regiões ricas em Mn na qual a concentração de Mn é localmente alta que será formada no aço. Além disso, regiões pobres em Mn são formadas em torno de regiões ricas em Mn. Essas regiões continuam a estar presentes através da laminação a quente e da laminação a frio até o processo de recozimento final. Como a capacidade de endurecimento é baixa nas regiões pobres em Mn, as regiões pobres em Mn se transformam facilmente preferencialmente em ferrita no processo de recozimento final. Como a capacidade de endurecimento é alta nas regiões ricas em Mn que existem adjacentes às regiões pobres em Mn, é difícil ocorrer a transformação de ferrita e a transformação em bainita no processo de recozimento final, e as regiões ricas em Mn facilmente se transformam em martensita. Consequentemente, quando a concentração de Mn não é uniforme, porque é fácil para ferrita e martensita a serem formadas adjacentes entre si, σΜΑ que é a soma total dos comprimentos das fronteiras de fase nas quais a ferrita entra em contato com martensita ou austenita retida aumenta.
[70] A Figura 2 é uma vista mostrando resultados obtidos pela investigação da relação entre o valor do lado esquerdo na fórmula (1) e σΜΑ . O valor de σΜΑ aumenta junto com o aumento do valor do lado esquerdo da fórmula (1), e em particular o valor de σΜΑ aumenta rapidamente no ponto em que o valor do lado esquerdo da fórmula (1) se torna maior que 1.0. Devido à situação descrita acima, para fazer a distribuição da concentração de Mn suficientemente uniforme no aço, é necessário selecionar as condições de aquecimento da placa de modo que o valor do lado esquerdo na fórmula (1) se torna 1,0 ou me
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24/40 nos. Note que, Aci e Acs são calculados com base nas equações empíricas a seguir O símbolo de um elemento significa a quantidade do elemento (% em massa).
[71] Aci = 723 - 10,7 Mn - 16,9 Ni + 29,1 Si + 16,9 Cr
Ac3= 910 - 203-/C - 15,2 Ni + 44,7 Si + 104 V + 31,5 Mo 30 Mn - 11 Cr - 20 Cu + 700 P + 400 Al + 400 Ti
Note que, cada símbolo de um elemento nas equações acima representa o teor (% em massa) dos respectivos elementos.
[72] Exemplos de padrões de aquecimento de placa estão mostrados na Figura 3. Na Figura 3, (a) denota um padrão de aquecimento de placa de NQ 1 (exemplo de acordo com a presente invenção; valor do lado esquerdo da fórmula (1) é 0,52 < 1,0) na Tabela 2 (mostrada mais adiante), e (b) denota um padrão de aquecimento de placa do NQ 2 (exemplo comparativo; valor do lado esquerdo da fórmula (1) é 1,25 > 1,0) na Tabela 2 (mostrada mais adiante). Será entendido que o padrão de aquecimento de placa (a) e o padrão de aquecimento de placa (b) diferem notavelmente. Note que a temperatura de aquecimento da placa é preferivelmente 1200°C ou mais e não mais que 1300°C.
[73] (A2) redução de laminação total na faixa de 1050°C ou mais a não mais que 1150°C: 60% ou mais
A laminação de desbaste é executada a uma temperatura que é de 1050°C ou mais e é de não mais que 1150°C, na qual a redução de laminação total é de 60% ou mais. Se a redução de laminação total for menor que 60% a uma temperatura que seja 1050°C ou mais e não mais que 1150°C, há o risco de que a recristalização durante a laminação seja insuficiente e isso levará a uma desuniformidade da microestrutura da chapa de aço laminada a quente, e, portanto, a redução de laminação total mencionada anteriormente é ajustada para 60% ou mais.
[74] (A3) Redução total de laminação desde 1050°C ou menos
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25/40 até antes do passe final da laminação de acabamento (passe de acabamento final): 70 a 95%
Redução de laminação no passe de acabamento final: 10 a 25%
Temperatura para o passe de acabamento final: 880 a 970°C
Em um caso em que a redução total de laminação a desde uma temperatura de 1050°C ou menos até antes do passe de acabamento final é menor que 70%, um caso em que a redução de laminação no passe de acabamento final é menor que 10%, ou um caso em que a temperatura para o passe de acabamento final é maior que 970°C, a microestrutura da chapa de aço laminada a quente embrutece, e a capacidade de trabalho deteriora. Portanto, a redução de laminação total desde uma temperatura de 1050°C ou menos até antes do passe de acabamento final é feita 70% ou mais, a redução de laminação no passe de acabamento final é feita em 10% ou mais, e a temperatura (temperatura do lado de entrada) para o passe final de acabamento é feita em 970°C ou menos.
[75] Por outro lado, em um caso em que a redução de laminação total desde uma temperatura de 1050°C ou menos a antes do passe de acabamento final seja maior que 95%, um caso em que a redução de laminação no passe de acabamento final seja maior que 95%, um caso em que a redução de laminação no passe de acabamento final seja maior que 25%, ou um caso em que a temperatura para o passe de acabamento final seja menor que 880°C, uma estrutura agregada da chapa de aço laminada a quente se desenvolve e ocorre a anisotropia na chapa do produto final. Portanto, a redução de laminação total desde uma temperatura de 1050°C ou menos até antes do passe de acabamento final é feita em não mais que 95%, a redução de laminação no passe de acabamento final é feito em não mais
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26/40 que 25%, e a temperatura (temperatura do lado de entrada) para o passe de acabamento final é ajustada para 880°C ou mais.
[76] (A4) Temperatura de bobinamento: 430 a 650°C
Se a temperatura de bobinamento for menor que 430°C, a resistência da chapa de aço laminada a quente será excessiva e as propriedades de laminação a frio serão prejudicadas. Portanto, a temperatura de bobinamento é ajustada para 430°C ou mais. Por outro lado, se a temperatura de bobinamento for maior que 650°C, Mn se concentrará na cementita na chapa de aço laminada a quente e a distribuição da concentração de Mn se tornará desuniforme ou as propriedades de decapagem diminuirão. Portanto, a temperatura de bobinamento é ajustada para 650°C ou menos.
[77] Note que a decapagem da chapa de aço laminada a quente pode ser executada da maneira usual. Além disso, a laminação de skin pass pode ser executada para retificar a forma da chapa de aço laminada a quente e melhorar as propriedades de decapagem.
[78] (B) Redução de laminação: 30% ou mais a não mais que 80% no processo de laminação a frio
Em um processo de recozimento final, uma vez que é necessário refinar o tamanho de grão da austenita, a redução de laminação é feita em 30% ou mais. Por outro lado, se a redução de laminação for maior que 80%, a carga de laminação aplicada será excessiva e a carga no laminador aumentará, e, portanto, a redução de laminação é feita em 80% ou menos.
[79] (C) Processo de recozimento contínuo por meio dos processos (C1) a (C5).
(C1) Temperatura de aquecimento: Acs - 30°C ou mais a não mais que 900°C
Período de tempo de aquecimento: 30 s ou mais a não mais que 450 s
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Se a temperatura de aquecimento for menor que Acs 30°C, a austenitização não progride suficientemente, e, portanto, a temperatura de aquecimento é ajustada para uma temperatura equivalente a Acs - 30°C ou mais. Por outro lado, se a temperatura de aquecimento for maior que 900°C, o tamanho de grão da austenita embrutecerá e a tenacidade e a capacidade de tratamento químico diminuirão e há também o risco de que as instalações de recozimento sejam danificadas. Portanto, a temperatura de aquecimento é ajustada para não mais que 900°C.
[80] Se o período de tempo de aquecimento for menor que 30 segundos, a austenitização não progredirá suficientemente. Portanto, o período de tempo de aquecimento é ajustado para 30 segundos ou mais. Por outro lado, se o período de tempo de aquecimento for maior que 500 segundos, a produtividade diminuirá. Portanto, o período de tempo de aquecimento é ajustado para não mais que 450 segundos.
[81] (C2) Resfriamento primário
Taxa de resfriamento: 5,0°C/s ou menos, temperatura de acabamento do resfriamento primário: 620 a 720°C
Para controlar a fração de ferrita e a fração de perlita para estarem dentro de uma faixa requerida, o resfriamento primário e então o resfriamento secundário (descrito mais adiante) são executados após o aquecimento mencionado anteriormente. Uma vez que a fração de ferrita requerida não será obtida se a taxa de resfriamento no resfriamento primário for maior que 5,0°C/s ou se a temperatura de término do resfriamento primário for maior que 720°C, a taxa de resfriamento é ajustada para 5,0°C/s ou menos e a temperatura de término do resfriamento primário é ajustada para não mais que 720QC. Por outro lado, uma vez que a fração de ferrita requerida não será obtida se a temperatura de término do resfriamento primário for menor que 620°C, a temperatura de término do resfriamento primário é ajustada para não
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28/40 menos que 620°C.
[82] (C3) Resfriamento secundário
Taxa de resfriamento: 20°C/s ou mais
Temperatura de acabamento do resfriamento secundário: 280 a 350°C
As condições para o resfriamento secundário após o resfriamento primário são conforme descritas acima. Se a taxa de resfriamento secundário for menor que 20°C/s, a fração de ferrita e a fração de perlita requeridas não serão obtidas. Se a temperatura de término do resfriamento secundário for menor que 280°C, a fração de austenita não transformada diminuirá notavelmente, e consequentemente a fração de austenita retida estará abaixo do valor requisitado. Se a temperatura de término do resfriamento secundário for maior que 350°C, a transformação de bainita não progredirá suficientemente em um processo de resfriamento terciário posterior, e então a temperatura de término do resfriamento secundário é ajustada para não mais que 350°C. Note que a temperatura de início do resfriamento secundário é a mesma que a temperatura de término do resfriamento primário.
[83] (C4) Aquecimento à baixa temperatura (Baixa temperatura) Temperatura de aquecimento: 390 a 430°C (Baixa temperatura) Período de tempo de aquecimento (tempo de retenção): 10 s ou menos
O aquecimento à baixa temperatura é executado imediatamente após o resfriamento secundário. Se a temperatura de aquecimento for menor que 390°C ou se a temperatura de aquecimento for maior que 430°C, a transformação de bainita não progredirá suficientemente durante o resfriamento terciário subsequente, e o grau de estabilidade da austenita diminuirá. Embora não seja necessário limitar particularmente a taxa de aquecimento, o aquecimento a uma taxa de
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1°C/s ou mais é preferível do ponto de vista de eficiência de produção. O período de tempo de aquecimento à baixa temperatura é ajustado para não mais que 10 segundos.
[84] (C5) Resfriamento terciário
Temperatura de término do resfriamento terciário: 280 a 350°C
Taxa de resfriamento: 0,15 a 1,5°C/s
O resfriamento terciário é executado imediatamente após aquecimento à baixa temperatura para estabilizar a austenita (austêmpera). Embora o tratamento de austêmpera seja normalmente executado mantendo-se o aço a uma temperatura constante, o grau de estabilidade da austenita pode ser também aumentado executando-se ou resfriamento lento e a retenção não isotérmica do aço. A temperatura de término do resfriamento terciário á ajustada na faixa de 280 a 330°C. Note que a temperatura de início do resfriamento terciário é a mesma que a temperatura de aquecimento durante o aquecimento à baixa temperatura.
[85] Embora o mecanismo detalhado com o qual o grau de estabilidade da austenita é melhorado mais pelo resfriamento lento do que pela retenção isotérmica não seja claro, no caso da retenção isotérmica, a transformação de bainita se interrompe no momento em que a concentração de C na austenita não transformada alcança uma composição To (concentração de C na austenita no momento em que a energia livre da fase austenita (estrutura FCC) e da fase ferrita (estrutura BCC) se tornam iguais, e a força motriz da transformação da bainita se torna 0) na temperatura de retenção isotérmica. Em contraste, no caso de resfriamento lento, como a composição To aumenta a cada momento acompanhando a diminuição da temperatura produzida pelo resfriamento lento, a concentração de C na austenita não transformada aumenta mais que no caso de retenção isotérmica. É consi
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30/40 derado que, como resultado, o grau de estabilidade da austenita não transformada também aumenta.
[86] A Figura 4 é uma vista mostrando a relação entre a taxa de resfriamento terciário e a concentração de C no γ (Cy) retido. Como mostrado a Figura 4, e descoberto que Cy é maximizado quando a taxa de resfriamento terciário está dentro da faixa de 0,15 a 1,5°C/s.
[87] Após o recozimento contínuo mencionado anteriormente, a chapa de aço pode ser submetida à laminação de encruamento com o propósito de correção da planicidade e ajuste do grau de rugosidade de superfície. Nesse caso, é preferível fazer a taxa de alongamento ser 2% ou menos para evitar a deterioração da ductilidade.
[88] A seguir, será descrito um método para produção de da chapa de aço revestida de acordo com a presente invenção.
[89] O método para produção da chapa de aço revestida de acordo com a presente invenção inclui os processos dos itens (D) e (E) após os processos de (A) a (C) que estão descritos acima.
(D) Processo de revestimento para formar uma camada galvanizada por imersão a quente na superfície da chapa de aço de acordo com a presente invenção que foi produzida pelos processos (A) a (C) que estão descritos acima.
(E) Processo de ligação de formar uma camada galvanizada executando-se um tratamento de ligação após a formação da camada galvanizada por imersão a quente na superfície da chapa de aço de acordo com a presente invenção que foi produzida pelos processos (A) a (C) que estão descritos acima.
[90] Os processos respectivos estão descritos abaixo.
[91] (D) Processo de revestimento
A chapa de aço de acordo com a presente invenção é mergulhada em um banho de galvanização por imersão a quente para formar uma camada galvanizada por imersão a quente na superfície
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31/40 da chapa de aço. A formação da camada galvanizada por imersão a quente pode ser executada consecutivamente após o recozimento contínuo mencionado anteriormente. O banho de galvanização por imersão a quente é um banho de revestimento que tem zinco como seu principal constituinte e o banho de galvanização por imersão a quente pode ser um banho que tenha uma liga de zinco com seu principal constituinte. A temperatura do banho de revestimento está preferivelmente na faixa de 450 a 470°C.
[92] (E) Processo de ligação
Um tratamento de ligação é executado na camada galvanizada por imersão a quente formada na superfície da chapa de aço para assim formar uma camada galvanizada. Embora as condições para o tratamento de ligação não sejam particularmente limitadas a condições específicas, é preferível executar o tratamento de ligação pelo aquecimento até uma temperatura dentro da faixa de 480 a 600°C, e retendo àquela temperatura por 2 a 100 segundos.
Exemplos [93] Serão descritos agora exemplos da presente invenção. Entretanto, as condições adotadas nos Exemplos são meramente um exemplo de condições adotadas para confirmar a operabilidade e os efeitos vantajosos da presente invenção, e a presente invenção não é limitada a esse exemplo de condições. A presente invenção pode adotar várias condições desde que o objetivo da presente invenção seja alcançado sem sair da essência da presente invenção.
[94] (Exemplos)
Placas tendo as composições químicas mostradas na Tabela 1 foram lingotadas, e a laminação a quente foi executada sob as condições mostradas na Tabela 2 e na Tabela 3 para produzir chapas de aço laminadas a quente. Cada chapa de aço laminada a quente foi submetida à decapagem, e a laminação a frio foi então executada sob
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32/40 as condições de redução na laminação mostradas na Tabela 2 e na Tabela 3 para formar chapas de aço laminadas a frio. Cada chapa de aço laminada a frio foi submetida a um tratamento de aquecimento sob as condições mostradas na Tabela 2 e na Tabela 3.
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Tabela 1
Tipo de aço Composição química (% em massa; saldo: Fe e impurezas) Act AC3
C Si Mn Al P S N O Outro
A 0,16 1,64 2,38 0,027 0,010 0,0018 0,0037 0,0022 745 849
B 0,20 0,97 2,41 0,024 0,008 0,0016 0,0033 0,0029 725 805
C 0,18 1,78 2,65 0,021 0,011 0,0014 0,0034 0,0030 746 840
D 0,21 1,51 2,56 0,018 0,012 0,0020 0,0038 0,0015 740 823
E 0,11 1,53 2,79 0,020 0,011 0,0017 0,0036 0,0016 738 843
F 0,16 1,23 1,89 0,020 0,010 0,0015 0,0035 0,0021 Cr:0,41 745 838
G 0,17 1,16 1,99 0,023 0,013 0,0010 0,0030 0,0013 Cu:0,20 Ni:0,38 729 827
H 0,22 1,16 2,25 0,025 0,010 0,0019 0,0037 0,0012 Mo:0,15 W:0,14 733 821
1 0,15 1,39 2,00 0,023 0,009 0,0009 0,0032 0,0019 V:0,10 Nb:0,020 742 859
J 0,15 1,41 2,25 0,021 0,010 0,0012 0,0036 0,0025 Ti:0,030 Nb:0,020 740 854
K 0,22 1,52 1,63 0,026 0,009 0,0010 0,0029 0,0023 Mo:0,21 Ti:0,018 B:0.0016 750 864
L 0,19 1,64 2,48 0,020 0,013 0,0008 0,0033 0,0018 Ti:0,022 B:0,0017 744 846
M 0,16 1,42 2,30 0,022 0,010 0,0013 0,0031 0,0015 Ca:0,0027 Mg:0,0049 740 839
N 0,18 1,35 2,27 0,027 0,011 0,0015 0,0034 0,0020 Bi:0,0071 REM:0,110 738 835
O 0,17 1,85 2,67 0,025 0,012 0,0017 0,0035 0,0011 Sn:0,20 748 847
P 0,19 1,86 2,50 0,024 0,007 0,0020 0,0040 0,0026 Sb:0,10 750 844
Q 0,21 1,34 2,03 0,019 0,001 0,0017 0,0032 0,0023 Zr:0,0120 REM:0,110 740 824
a 0,07* 1,56 2,58 0,023 0,008 0,0015 0,0034 0,0022 741 863
b 0,15 1,52 3,98* 0,028 0,012 0,0016 0,0030 0,0019 725 800
c 0,16 0,38* 2,55 0,026 0,012 0,0022 0,0031 0,0022 707 788
* Valor médio está fora da faixa definida pela presente invenção.
33/40
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34/40
Tabela 2
Na Tipo de aço Condições da laminação a quente Condição da laminação a frio
Valor do lado esquerdo da Fórmula (1) SRT Í°C] R1 [%] R2 [%] R3 [%] FT [°C] CT [°C] Redução na laminação [%]
1 A 0,52 1240 74 88 15 930 600 52
2 A 1,25# 1240 74 88 15 910 560 52
3 A 0,68 1250 74 88 15 930 560 52
4 A 0,64 1240 74 88 15 930 560 52
5 A 0,92 1250 74 90 12 930 580 52
6 A 0,49 1250 74 88 15 900 580 52
7 A 0,52 1240 74 88 15 930 600 52
8 A 0,52 1240 74 88 15 930 600 52
9 A 0,52 1240 74 88 15 930 600 52
10 A 0,52 1240 74 88 15 930 600 52
11 A 0,52 1240 74 88 15 930 600 52
12 B 0,62 1240 74 88 18 940 570 60
13 C 0,78 1250 74 88 15 920 600 52
14 C 0,78 1250 74 88 15 920 600 52
15 C 0,78 1250 74 88 15 920 600 52
16 D 0,78 1250 74 88 15 930 550 52
17 E 0,66 1250 74 88 15 930 560 52
18 E 0,59 1260 74 88 15 950 510 52
19 F 0,65 1250 74 88 18 940 580 60
20 G 0,60 1250 74 88 18 930 550 60
21 H 0,46 1250 74 88 15 950 590 52
22 I 0,96 1240 74 88 15 900 580 52
23 J 0,69 1260 74 88 15 910 560 52
24 K 0,74 1250 74 88 15 930 570 52
25 L 0,77 1250 74 88 15 930 590 52
26 M 0,72 1250 74 88 15 920 600 52
27 N 0,64 1230 74 88 15 930 570 52
28 O 0,75 1250 74 88 15 900 560 52
29 P 0,68 1250 74 88 15 920 550 52
30 Q 0,39 1250 74 88 15 920 560 52
31 a* 0,80 1250 74 88 15 940 570 52
32 b* 0,74 1250 74 88 15 940 580 52
33 c* 0,40 1250 74 88 18 950 550 60
34 A 0,54 1250 74 88 15 920 540 52
35 A 0,64 1250 74 88 15 940 560 52
36 A 0,52 1240 74 88 15 930 600 52
* Valor médio está fora da faixa definida pela invenção.
Petição 870190094557, de 20/09/2019, pág. 69/78
35/40 # Valor médio se desvia das condições de produção preferíveis.
onde o significado dos respectivos símbolos na tabela é como segue:
SRT: temperatura de aquecimento da placa
R1: redução total na laminação a 1050 até 1150°C
R2: redução total na laminação desde 1050°C ou menos até antes do passe final de acabamento.
R3: redução na laminação no passe de acabamento final
FT: temperatura de entrada-saída para o passe de acabamento final
CT: temperatura de bobinamento
Tabela 3
Na Condições de recozimento contínuo Superfície
T1 [°C] t1 [seg] CR1 seg T2 [°C] CR2 [°C/seg] T3 [°C] HR [°C/seg] T4 [°C] t2 [seg] CR3 [°C/seg] T5 [°C]
1 850 108 3,3 670 50 330 10 390 5 0,20 310 CR
2 850 108 3,7 650 50 320 10 390 5 0,23 300 CR
3 810# 108 2,0 700 50 330 10 390 5 0,23 300 CR
4 830 108 2,4 700 50 330 10 400 5 0,56 280 CR
5 860 108 3,3 680 50 350 10 400 5 0,25 300 CR
6 840 108 5,4# 550# 50 300 10 410 5 0,23 320 CR
7 840 108 2,8 690 50 310 10 400 5 0,00# 400# CR
8 840 108 2,8 690 50 300 10 400 5 1,33 200# CR
9 840 108 2,8 690 50 300 10 350# 5 0,20 270# CR
10 840 108 3,0 680 50 280 10 420 5 0,25 320 CR
11 830 108 2,8 680 5# 310 10 400 5 0,25 300 CR
12 820 108 2,6 680 50 350 10 400 5 0,20 320 CR
13 850 108 3,1 680 50 280 10 390 5 0,15 330 CR
14 820 108 2,2 700 50 290 10 390 5 0,18 320 CR
15 870 108 1,9 770# 50 290 10 390 5 0,18 320 CR
16 840 108 2,8 690 50 300 10 390 5 0,15 330 CR
17 850 108 3,7 650 50 350 10 400 5 0,20 320 CR
18 850 108 3,5 660 50 310 10 410 5 0,23 320 CR
19 850 108 3,3 670 50 320 10 410 5 0,28 300 CR
20 830 108 2,8 680 50 340 10 400 5 0,28 290 CR
21 830 108 3,3 650 50 290 10 390 5 0,15 330 CR
22 850 108 3,3 670 50 300 10 400 5 0,25 300 CR
23 860 108 3,1 690 50 300 10 400 5 0,23 310 CR
Petição 870190094557, de 20/09/2019, pág. 70/78
36/40
24 880 108 4,3 650 50 310 10 390 5 0,18 310 CR
25 850 108 4,1 630 50 280 10 400 5 0,23 310 CR
26 860 108 3,5 670 50 300 10 410 5 0,33 280 CR
27 830 108 2,8 680 50 350 10 410 5 0,20 330 CR
28 860 108 3,3 680 50 280 10 390 5 0,18 320 CR
29 860 108 3,5 670 50 290 10 400 5 0,30 280 CR
30 850 108 3,5 660 50 300 10 400 5 0,18 330 CR
31 880 108 3,7 680 50 340 10 400 5 0,25 300 CR
32 830 108 3,3 650 50 290 10 400 5 0,23 310 CR
33 830 108 2,6 690 50 300 10 400 5 0,20 320 CR
34 840 108 3,1 670 30 300 10 400 5 0,18 330 GA
35 840 108 3,0 680 30 300 10 400 5 0,18 330 Gl
36 830 108 2,8 680 50 320 10 400 60# 0,20 320 CR
# Valor médio se desvia das condiões de produção preferíveis.
onde o significado dos respectivos símbolos na tabela é como segue:
T1: temperatura de aquecimento t1: período de tempo de aquecimento
CR1: taxa de resfriamento primário
T2: temperatura de término do resfriamento primário (temperatura de início do resfriamento secundário)
CR2: taxa de resfriamento secundário
T3: temperatura de término do resfriamento secundário
HR: taxa de aquecimento
T4: temperatura de aquecimento à baixa temperatura t2: período de tempo do aquecimento à baixa temperatura CR3: taxa de resfriamento terciário
T5: temperatura de término do resfriamento terciário CR: chapa de aço laminada a frio
Gl: chapa de aço galvanizada por imersão a quente GA: chapa de aço galvanizada [98] De acordo com a J IS Z 2241, um espécime de teste de tração nQ 5 foi retirado de uma direção ortogonal para a direção de laminação de cada uma das chapas de aço laminadas a frio após o trata
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37/40 mento térmico, e o teste de tração foi executado e foram medidos a resistência à tração (TS), o limite de elasticidade (YS) e o alongamento total (EL). Além disso, um teste de expansão de furo foi executado de acordo com a JIS Z 2256, e a razão de expansão de furo (λ) foi medida.
[99] A seguir, a tensão (trabalho de pré-tensão) foi aplicada à chapa de aço pela execução da laminação a frio a uma taxa de alongamento de 5% na chapa de aço laminada a frio após o tratamento térmico, e posteriormente foi preparado um espécime de teste Charpy, e a tenacidade à baixa temperatura após o trabalho foi avaliada pela determinação da temperatura de transição frágil-dúctil (vTrs). Como o espécime de teste Charpy, várias chapas de aço foram sobrepostas e aparafusadas, e após confirmar que não havia folga entre as chapas de aço, foi preparado um espécime de teste com um entalhe em v tendo uma profundidade de 2 mm. O número de chapas de aço que foram sobrepostas foi ajustado de modo que a espessura do espécime de teste após a laminagem estivesse o mais próximo possível de 10 mm. Por exemplo, em um caso em que a espessura da chapa foi de 1,2 mm, oito chapas de aço foram sobrepostas para tornar a espessura do espécime de teste 9,6 mm. No espécime de teste Charpy, a direção da largura da chapa foi tomada como a direção longitudinal. Note que, embora seja mais simples não laminar os espécimes de teste e executar o teste de impacto Charpy com um espécime de teste único, os espécimes de teste foram laminados porque o uso de um espécime de teste laminado resulta em condições de teste mais rígidas.
[100] Foi executada a medição a intervalos de 20°C na faixa de temperaturas do teste de -120°C + 20°C, e a temperatura na qual a taxa de fratura frágil foi 50% foi tomada para ser a temperatura de transição (vTrs). As Condições diferentes daquelas mencionadas acima estavam de acordo com a J IS Z 2242. Para propósitos de referên
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38/40 cia, a tenacidade à baixa temperatura (vTrs) antes da aplicação da pré-tensão foi também avaliada.
[101] Os resultados estão mostrados na Tabela 4.
Tabela 4
Ns Tipo de aço Microestrutura Propriedades mecânicas Superfície
Va [%] VP [%] VM [%] VY [%] Saldo [%] σΜΑ [pm/1000pm2] YS [MPa] TS [MPa] El [%] λ [%] vTrs [°C] Pós trbalho vTrs [°C]
1 A 17 0 4 10 69 38 697 1018 21,2 54 -60 -30 CR
2# A 14 0 6 11 69 207* 592 996 22,0 18$ -10 >20$ CR
3# A 24 0 6 11 59 169* 574 1003 22,7 25$ -10 >20$ CR
4 A 17 0 7 10 66 83 621 1019 20,4 38 -40 -20 CR
5 A 9 0 6 10 75 78 789 1069 17,5 44 -40 -30 CR
6# A 39* 0 7 12 42 76 556 984 24,5 23$ -10 0$ CR
7# A 18 0 6 11 65 108* 706 1079 19,6 30 -20 0$ CR
8# A 17 0 12* 8 63 180* 712 1178 13,2 23$ -10 >20$ CR
9# A 18 0 12* 11 59 156* 701 1066 18,8 33 -20 >20$ CR
10 A 20 0 1 7 72 9 803 1064 15,2 63 -100 -70 CR
11# A 57* 2 4 12 25 87 496 891$ 29,5 32 -40 -20 CR
12 B 8 0 5 10 77 30 778 1045 17,1 60 -80 -60 CR
13 c 10 0 5 8 77 45 914 1190 16,3 54 -80 -50 CR
14 c 20 0 2 10 68 35 852 1194 18,2 50 -60 -40 CR
15# c 0* 0 5 9 86 0 1053 1298 9,2$ 62 -80 -50 CR
16 D 15 0 4 8 73 61 900 1227 17,6 55 -60 -40 CR
17 E 13 0 4 7 76 30 720 994 17,1 65 -80 -60 CR
18 E 10 0 2 7 81 16 785 1011 15,8 69 -80 -70 CR
19 F 15 0 4 9 72 36 659 1003 19,0 51 -70 -60 CR
20 G 18 0 4 9 69 43 666 1021 18,6 53 -70 -60 CR
21 H 7 0 5 13 75 14 884 1200 16,2 58 -80 -70 CR
22 I 19 0 5 11 65 90 625 982 24,4 32 -30 -10 CR
23 J 21 0 4 13 62 79 641 999 22,7 46 -50 -30 CR
24 K 6 0 6 15 73 42 896 1214 16,1 62 -60 -40 CR
25 L 8 0 3 10 79 56 947 1225 15,4 66 -60 -50 CR
26 M 12 0 4 10 74 34 645 1033 20,2 52 -60 -40 CR
27 N 22 0 4 12 62 77 596 988 25,3 36 -30 -20 CR
28 O 10 0 3 9 78 20 862 1201 17,7 51 -80 -60 CR
29 P 12 0 4 10 74 24 875 1189 18,1 54 -80 -60 CR
30 Q 23 0 3 12 62 13 718 1021 23,0 56 -80 -50 CR
31 a* 20 0 2 6 72 10 611 910$ 25,6 70 -80 -50 CR
32 b* 5 0 18* 7 70 75 902 1326 12,6 10$ 0 >20$ CR
33 c* 23 0 0 2* 75 0 594 895$ 19,9 68 -80 -70 CR
34 A 16 0 5 10 69 32 619 997 22,3 57 -80 -50 GA
35 A 18 0 5 11 66 44 651 1010 24,5 50 -80 -60 Gl
36# A 20 0 8 13 59 115* 644 1065 20,8 26$ -20 >20$ CR
* Valor médio está fora da faixa definida pela presente invenção.
# Valor médio se desvia das condições de produção preferidas.
$ Valor médio não satisfaz as propriedades mecânicas preferíveis.
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39/40 onde o significado dos respectivos símbolos na tabela é como segue.
Va: fração de área de ferrita VP: fração de área de perlita VM: fração de área de martensita Vy: fração de área de austenita retida saldo: fração de área de bainita e/ou martensita temperada σΜΑ: soma total dos comprimentos das fronteiras de fase onde ferrita entrem contato com martensita ou austenita retida tendo um raio de círculo equivalente de 1 μιη ou mais (μιη/1000μπι2)
YS: limite de elasticidade
TS: resistência à tração El: alongamento total λ: razão de expansão de furo vTrs: temperatura de transição [103] Nos exemplos nos quais a composição química e as condições de produção estavam dentro das faixas da presente invenção, uma vez que as frações de microestruturas estavam dentro das faixas da presente invenção, a resistência à tração foi de 980 MPa ou mais, o alongamento foi 10% ou mais, a razão de expansão de furo foi de 30% ou mais, e vTrs após a aplicação da pré-tensão de 5% foi -10°C ou menos. Em contraste, nos exemplos nos quais um ou ambos entre a composição química e as condições de produção estavam fora das faixas da presente invenção, um ou mais entre a resistência à tração, alongamento, razão de expansão de furo, e vTrs após a aplicação de pré-tensão de 5% não alcançaram o valor requerido.
Aplicabilidade industrial [104] Como descrito anteriormente, de acordo com a presente invenção, podem ser fornecidas uma chapa de aço laminada a frio de alta resistência e uma chapa de aço laminada a frio galvanizada por
Petição 870190094557, de 20/09/2019, pág. 74/78
40/40 imersão a quente de alta resistência que sejam excelentes em capacidade de trabalho e tenacidade à baixa temperatura após a introdução da tensão plástica. Então a aplicabilidade da presente invenção para a indústria de produção de chapas de aço e indústrias que utilizam chapas de aço é alta.

Claims (4)

  1. REIVINDICAÇÕES
    1. Chapa de aço laminada a frio tendo uma resistência à tração de 980 MPa ou mais, e caracterizada pelo fato de que compreende uma composição química consistindo, em % em massa, em:
    C: 0,10 a 0,30%,
    Si: 0,50 a 2,50%,
    Mn: 1,50 a 3,50%,
    Al: 0,001 a 1,00%,
    P: 0,05% ou menos,
    S: 0,01% ou menos,
    N: 0,01% ou menos,
    O: 0,01% ou menos,
    Cr: 0 a 1,00%,
    Mo: 0 a 1,00%,
    Sn: 0 a 1,00%,
    Cu: 0 a 1,00%,
    Ni: 0 a 1,00%,
    B: 0 a 0,005%,
    Ti: 0 a 0,30%,
    V: 0 a 0,50%,
    Nb:0a0,10%,
    W: 0 a 0,50%,
    Ca: 0 a 0,010%,
    Mg: 0 a 0,010%,
    Sb: 0 a 0,200%,
    Zr: 0 a 0,010%,
    Bi: 0 a 0,010%,
    REM: 0 a 0,100%, e o saldo: Fe e impurezas, em que:
    Petição 870190094557, de 20/09/2019, pág. 76/78
  2. 2/2 a microestrutura consiste, em % em área, em :
    ferrita: 1 a 29%, austenita retida: 5 a 20%, martensita: menos de 10%, perlita: menos de 5%, e o saldo: bainita e/ou martensita temperada; e a soma total de comprimentos das fronteiras de fase onde ferrita entra em contato com martensita ou austenita retida tendo um raio de círculo equivalente de 1μηι ou mais é 100 μηι ou menos por 1000 μηι2.
    2. Chapa de aço laminada a frio de acordo com a reivindicação 1, caracterizada pelo fato de que:
    a espessura da chapa de aço está em uma faixa de 0,5 a 3,2 mm.
  3. 3. Chapa de aço laminada a frio galvanizada por imersão a quente, caracterizada pelo fato de que compreende:
    uma camada galvanizada por imersão a quente em uma superfície da chapa de aço laminada a frio como definida na reivindicação 1 ou 2.
  4. 4. Chapa de aço laminada a frio galvanizada por imersão a quente, caracterizada pelo fato de que compreende:
    uma camada galvanizada em uma superfície da chapa de aço laminada a frio, como definida na reivindicação 1 ou 2.
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