BR112020017332A2

BR112020017332A2 - Aço para forjar peças mecânicas, método para produção de peças mecânicas forjadas de aço, uso de um aço e veículo

Info

Publication number: BR112020017332A2
Application number: BR112020017332-0A
Authority: BR
Inventors: Victor Bordereau
Original assignee: Arcelormittal
Priority date: 2018-03-23
Filing date: 2019-03-15
Publication date: 2020-12-15
Also published as: KR102476628B1; US20210010117A1; JP2023182697A; JP2021517609A; CN111836908B; MX2020009802A; ZA202005177B; KR20200122376A; CA3092473C; WO2019180492A1; CA3092473A1; RU2763027C1; CN111836908A; EP3768868A1; WO2019180563A1; UA124913C2

Abstract

aço para forja de peças mecânicas, compreendendo os seguintes elementos, expressos em percentagem em peso: 0,15% ¿ c ¿ 0,22%; 1,6% ¿ mn ¿ 2,2%; 0,6% ¿ si ¿ 1%; 1% ¿ cr ¿ 1,5%; 0,01% ¿ ni ¿ 1%; 0% ¿ s ¿ 0,06%; 0% ¿ p ¿ 0,02%; 0% ¿ n ¿ 0,013%; e tendo elementos opcionais 0% ¿ al ¿ 0,06%; 0,03% ¿ mo ¿ 0,1%; 0% ¿ cu ¿ 0,5%; 0,01% ¿ nb ¿ 0,15%; 0,01% ¿ ti ¿ 0,03%; 0% ¿ v ¿ 0,08%; 0,0015% ¿ b ¿ 0,004%; a composição restante sendo composta de ferro e impurezas inevitáveis causadas pelo processamento, a microestrutura do referido aço tendo microestrutura por porcentagem de área compreendendo a presença cumulativa de austenita residual e ilha de martensita-austenita entre 1% e 20%, a microestrutura restante sendo bainita tendo pelo menos 80%, em que a fração dos limites de grão da bainita com um ângulo de desorientação de 59,5° são pelo menos 7% e com uma presença opcional de martensita entre 0% e 10%.

Description

“AÇO PARA FORJAR PEÇAS MECÂNICAS, MÉTODO PARA PRODUÇÃO DE PEÇAS MECÂNICAS FORJADAS DE AÇO, USO DE UM AÇO E VEÍCULO” CAMPO DA INVENÇÃO

[001] A presente invenção refere-se a aço bainítico adequado para forjar peças mecânicas de aço para automóveis.

ANTECEDENTES DA INVENÇÃO

[002] As peças automotivas são necessárias para satisfazer duas necessidades inconsistentes, por exemplo, facilidade de conformação e resistência, mas nos últimos anos um terceiro requisito de melhoria no consumo de combustível também é conferido aos automóveis, em vista das preocupações ambientais globais. Assim, agora as peças automotivas devem ser feitas de material com alta conformabilidade, a fim de se encaixar nos critérios de facilidade de ajuste na intrincada montagem do automóvel e, ao mesmo tempo, ter que melhorar a resistência para resistência ao choque do motor do veículo e durabilidade, reduzindo o peso do veículo para melhorar a eficiência do combustível.

[003] Portanto, intensos esforços de pesquisa e desenvolvimento são feitos para reduzir a quantidade de material utilizado no carro, aumentando a resistência do material. Por outro lado, um aumento na resistência do aço diminui a formabilidade e, portanto, é necessário o desenvolvimento de materiais com alta resistência, alta tenacidade ao impacto, bem como alta formabilidade.

[004] Pesquisas e desenvolvimentos anteriores no campo de alta resistência e tenacidade de alto impacto resultaram em vários métodos para a produção de aço de alta resistência e alta tenacidade ao impacto, alguns dos quais são enumerados aqui para uma avaliação conclusiva da presente invenção.

[005] O documento US 2013/0037182 reivindica um aço bainítico para a fabricação de peças mecânicas com a seguinte composição química em percentagens de peso: 0,05% ≤ C ≤ 0,25%, 1,2% ≤ Mn ≤ 2%, 1% ≤ Cr ≤ 2,5%, 0 < Si ≤ 1,55, 0 < Ni ≤ 1%, 0 < Mo ≤ 0,5%, 0 < Cu ≤ 1%, 0 < V ≤ 0,3%, 0 < Al ≤ 0,1%, 0 < B ≤ 0,005%, 0 < Ti ≤ 0,03 %, 0 < Nb ≤ 0,06%, 0 < S ≤ 0,1%, 0 < Ca ≤ 0,006%, 0 < Te ≤ 0,03%, 0 < Se ≤ 0,05%, 0 < Bi ≤ 0,05%, 0 < Pb ≤ 0,1%, sendo o restante da peça de aço ferro e impurezas resultantes do processamento. O aço do US 2013/0037182 não é capaz de atingir o limite de escoamento de 800 MPa ou mais, além disso, o aço não possui o valor de tenacidade ao impacto de 70 J.cm-2 a 20 °C (KCU).

[006] O documento WO 2016/063224 reivindica para um aço que compreende a composição química em percentagens de peso: 0,1 ≤ C ≤ 0,25%, 1,2 ≤ Mn ≤ 2,5%, 0,5 ≤ Si ≤ 1,7%, 0,8 ≤ Cr ≤ 1,4%, 0,05 ≤ Mn ≤ 0,1, 0,05 ≤ Nb ≤ 0,10, 0,01 ≤ Ti ≤ 0,03%, 0 < Ni ≤ 0,4%, 0 < V ≤ 0,1%, 0 < S ≤ 0,03%, 0 < P ≤ 0,02%, 0 < B ≤ 30 ppm, 0 < O ≤ 15 ppm e os elementos residuais inferiores a 0,4%. Mas em termos de propriedades mecânicas, a resistência à tração é inferior a 1200 MPa, o limite de escoamento nunca ultrapassa 800 MPa e a tenacidade ao impacto é de cerca de 20 J em CVN.

DESCRIÇÃO DA INVENÇÃO

[007] Portanto, à luz das publicações mencionadas acima, o objetivo da invenção é fornecer um aço bainítico para forja a quente de peças mecânicas que possibilite a obtenção de resistência à tração acima de 1100 MPa e tenacidade ao impacto 70 J.cm-2 a 20 °C em DVM.

[008] Portanto, o objetivo da presente invenção é resolver estes problemas, disponibilizando um aço bainítico adequado para forja a quente que tem simultaneamente: - um limite de resistência à tração maior ou igual a 1100 MPa e de preferência acima de 1150 MPa, - uma tenacidade ao impacto maior do que ou igual a 70 J.cm-

2 a 20 °C, - um limite de escoamento maior ou igual a 800 MPa e de preferência acima de 850 Mpa.

[009] Em uma forma de realização preferida, as chapas de aço de acordo com a invenção podem também apresentar uma relação entre limite de escoamento e resistência à tração de 0,72 ou mais.

[0010] De preferência, esse aço é adequado para a fabricação de peças de aço forjado com uma seção transversal entre 30 mm e 100 mm, como virabrequim, braço pitman e articulação de direção sem gradiente de dureza perceptível entre a pele e o coração da peça forjada.

[0011] Outro objetivo da presente invenção é também disponibilizar um método para a fabricação dessas peças mecânicas que seja compatível com as aplicações industriais convencionais, embora seja robusto para mudanças de parâmetros de fabricação.

DESCRIÇÃO DE REALIZAÇÕES DA INVENÇÃO

[0012] O carbono está presente no aço da presente invenção de 0,15% a 0,22%. O carbono confere resistência ao aço por meio do fortalecimento da solução sólida e o carbono é gama-magnético, portanto, retarda a formação da ferrita. O carbono é o elemento que tem impacto na temperatura de transformação inicial bainítica (Bs) e na temperatura de transformação inicial martensítica (Ms). A bainita transformada em baixa temperatura exibe melhor combinação de resistência/ ductilidade do que a bainita transformada em alta temperatura.

[0013] Um mínimo de 0,15% de carbono é necessário para atingir uma resistência à tração de 1100 MPa, mas se o carbono estiver presente acima de 0,22%, o carbono deteriora a ductilidade, bem como a usinabilidade e soldabilidade do produto final. O teor de carbono está vantajosamente na faixa de 0,15% a 0,20% para obter simultaneamente alta resistência e alta ductilidade.

[0014] O manganês é adicionado ao presente aço entre 1,6% e 2,2%. O manganês fornece temperabilidade ao aço. Permite diminuir a taxa de resfriamento crítica para a qual uma transformação bainítica ou martensítica pode ser obtida em resfriamento contínuo sem qualquer transformação prévia.

Facilita a transformação da bainita em baixa temperatura. Um teor mínimo de 1,6% em peso é necessário para obter a microestrutura de bainita desejada e também estabilizar a austenita. Mas acima de 2,2%, o manganês tem efeito negativo sobre o aço da presente invenção, pois a austenita retida após a transformação bainítica é mais grosseira e mais propensa a se transformar em martensita ou constituintes de MA durante a terceira etapa de resfriamento e essas fases são prejudiciais para as propriedades solicitadas. Além disso, o manganês forma sulfetos como o MnS. Esses sulfetos podem aumentar a usinabilidade se a forma e a distribuição forem bem controladas. Caso contrário, eles podem ter um efeito muito prejudicial na tenacidade ao impacto.

[0015] O silício está presente no aço da presente invenção entre 0,6% e 1%. O silício confere resistência ao aço da presente invenção por meio do fortalecimento da solução sólida. O silício reduz a formação de nucleação de cementita, pois o silício impede a precipitação e o crescimento controlado por difusão de carbonetos, formando uma camada enriquecida com Si em torno dos núcleos precipitados. Portanto, a austenita fica enriquecida em carbono, o que reduz a força motriz durante a transformação bainítica. Como consequência, a adição de Si desacelera a cinética de transformação bainítica geral, o que leva a um aumento no teor de austenita residual. As adições de silício podem levar à ocorrência de bainita livre de cementita que exibe geralmente maior combinação de resistência e ductilidade do que a bainita superior e inferior clássica transformada em uma mesma faixa de temperaturas. Mais silício também atua como um desoxidante. Um mínimo de 0,6% de silício é necessário para conferir resistência ao aço da presente invenção e para fornecer bainita livre de cementita sob resfriamento contínuo. Uma quantidade superior a 1% aumenta a atividade do carbono na austenita promovendo sua transformação em ferrita pró- eutetóide, que pode deteriorar a resistência, mas também limita muito a extensão da transformação da bainita, resultando em muita austenita retida no final da transformação bainítica e, portanto, muitos constituintes de martensita e MA no final do resfriamento.

[0016] O cromo está presente entre 1% e 1,5% no aço da presente invenção. O cromo é um elemento indispensável para a produção de uma bainita e, também, para promover a estabilização da austenita. A adição de cromo promove microestrutura homogênea e mais fina da bainita durante a faixa de temperatura entre Bs + 30 °C e Bs + 50 °C. Um teor mínimo de 1% de cromo é necessário para produzir a microestrutura bainítica alvo, mas a presença de teor de cromo de 1,5% ou mais promove a formação de martensita a partir da austenita retida durante a faixa de temperatura Ms e Ms + 60 °C. Outra razão para manter o nível de cromo abaixo de 1,5% é que acima de 1,5% de cromo causa segregação.

[0017] O níquel está contido entre 0,01% e 1%. Ele é adicionado para contribuir com a temperabilidade e tenacidade do aço. O níquel também auxilia na redução da temperatura inicial da bainita. Porém seu teor é limitado a 1%, devido à viabilidade econômica.

[0018] O enxofre está contido entre 0% e 0,06%. O enxofre forma precipitados de MnS que melhoram a usinabilidade e auxiliam na obtenção de uma usinabilidade suficiente. Durante os processos de formação de metal, como laminação e forja, as inclusões de sulfeto de manganês (MnS) deformáveis tornam-se alongadas. Essas inclusões de MnS alongadas podem ter efeitos adversos consideráveis nas propriedades mecânicas, tais como resistência à tração e tenacidade ao impacto, se as inclusões não estiverem alinhadas com a direção de carregamento. Portanto, o teor de enxofre é limitado a 0,06%. Uma faixa preferível do teor de enxofre é de 0,03% a 0,04%.

[0019] O fósforo é um constituinte opcional do aço da presente invenção e está entre 0% e 0,02%. O fósforo reduz a soldabilidade a pontos e a ductilidade a quente, principalmente devido à sua tendência a segregar nos contornos dos grãos ou co-segregar com o manganês. Por estas razões, seu teor é limitado a 0,02% e, de preferência, inferior a 0,015%.

[0020] O nitrogênio está em uma quantidade entre 0% e 0,013% no aço da presente invenção. O nitrogênio forma nitretos com Al, Nb e Ti, que evitam que a estrutura de austenita do aço fique mais grossa durante a forja a quente e aumentam sua tenacidade. Um uso eficiente de TiN para fixar os limites de grão de austenita é alcançado quando o teor de Ti está entre 0,01% e 0,03% junto com uma razão de Ti/N < 3,42. O uso de um teor de nitrogênio sobre- estequiométrico leva a um aumento no tamanho dessas partículas, isso não só é menos eficiente para fixar os limites de grãos de austenita, mas também aumenta a probabilidade de as partículas de TiN atuarem como locais de iniciação de fratura.

[0021] O alumínio é um elemento opcional para o aço da presente invenção. O alumínio é um forte desoxidante e, também, forma precipitados dispersos no aço como nitretos que impedem o crescimento do grão de austenita. Mas o efeito desoxidante satura para o teor de alumínio em excesso de 0,06%. Um teor de mais de 0,06% pode levar à ocorrência de óxidos ricos em alumínio grosseiro que deterioram as propriedades de tração e especialmente a tenacidade ao impacto.

[0022] O molibdênio está presente entre 0,03% e 0,1% na presente invenção. O molibdênio forma precipitados de Mo 2C que aumentam a limite de escoamento do aço da presente invenção. O molibdênio também tem um efeito óbvio na temperabilidade do aço. O molibdênio soluto impede substancialmente o crescimento das ripas de bainita, tornando as ripas de bainita mais finas. Esse efeito só é possível com um mínimo de 0,03% de molibdênio. A adição excessiva de molibdênio aumenta o custo da liga e a formação de constituintes de MA a partir da austenita retida será aprimorada. Além disso, o problema de segregação pode aparecer se o teor de Mo for muito alto. Assim, o molibdênio é restrito a 0,1% para a presente invenção.

[0023] O cobre é um elemento residual proveniente do processo de fabricação de aço em forno elétrico a arco e deve ser mantido tão baixo quanto 0%, mas deve ser sempre mantido abaixo de 0,5%. Acima deste valor, a trabalhabilidade a quente diminui significativamente.

[0024] O nióbio está presente no aço da presente invenção entre 0,04% e 0,15%. Nióbio é adicionado para aumentar a temperabilidade do aço, retardando a transformação fortemente difusiva quando em solução sólida. O nióbio também pode ser usado em sinergia com o boro, evitando que o boro se precipite em boro-carbonetos ao longo dos limites de grão, graças à precipitação preferencial de carbo-nitretos de nióbio. Além disso, o nióbio é conhecido por retardar a recristalização e a cinética de crescimento do grão de austenita, tanto em solução sólida quanto em precipitados. O efeito combinado no tamanho do grão de austenita e na temperabilidade ajuda no refinamento da microestrutura final da bainita, aumentando assim a resistência e a tenacidade das peças fabricadas de acordo com a presente invenção. Ele não pode ser adicionado a um teor superior a 0,15% em peso para evitar o engrossamento de precipitados de nióbio que podem atuar como núcleos para dano dúctil e para transformação de ferrita.

[0025] O titânio está presente entre 0,01% e 0,03%. O titânio impede que o boro forme nitretos. O titânio precipita como nitretos ou carbo- nitretos no aço que podem fixar eficientemente os limites de grãos de austenita e assim limitar o crescimento dos grãos de austenita em alta temperatura. Como o tamanho do pacote bainítico está intimamente ligado ao tamanho do grão de austenita, a adição de titânio é eficaz para melhorar a tenacidade. Tal efeito não é obtido com teor de titânio menor que 0,01% e para teor maior que 0,03% o efeito tende a saturar, enquanto apenas o custo da liga aumenta. Além disso, a ocorrência de nitretos de titânio grosseiros formados durante a solidificação é prejudicial para a tenacidade ao impacto e propriedades de fadiga.

[0026] O vanádio é um elemento opcional e está presente entre 0% e 0,08%. O vanádio é eficaz no aumento da resistência do aço, formando carbonetos ou carbo-nitretos e o limite superior é de 0,08% devido a razões econômicas.

[0027] O boro varia de 0,0015 a 0,004%. O boro é geralmente adicionado em quantidades muito pequenas, pois apenas alguns ppm podem levar a mudanças estruturais significativas. Com este nível de adição, o boro não tem efeito no volume devido à proporção muito baixa de átomo de boro por átomo de ferro (geralmente < 0,00005) e, portanto, não leva ao endurecimento da solução sólida ou ao fortalecimento da precipitação. Na verdade, o boro segrega fortemente nos limites de grão de austenita onde, para grãos de grande tamanho, os átomos de boro podem ser tão numerosos quanto os átomos de ferro. Esta segregação leva ao retardo da formação de ferrita e perlita que promove microestruturas bainíticas ou martensíticas durante o resfriamento e, portanto, aumenta a resistência de tais aços após a decomposição da austenita em taxas de resfriamento moderadas. Para permitir e exibir este efeito, é recomendado adicionar B em uma quantidade de 0,0015% ou mais. Se não for bem protegido pela adição de Nb e/ ou Mo, a precipitação de boro-carbonetos M23(B,C)6 Temperatura < 950 °C pode ocorrer nos limites de grão de austenita.

Os M23(B,C)6 grosseiros são considerados precursores de ferrita por alguns autores, pois promovem a nucleação da ferrita em suas interfaces incoerentes quando são suficientemente grandes. O efeito do boro não combinado é obviamente mais forte do que o do boro aprisionado em carbonetos. Portanto, é necessário mantê-lo não combinado para se obter microestruturas bainíticas ou martensíticas para taxas de resfriamento moderadas. A melhor temperabilidade é obtida quando o teor de boro varia entre 15 e 30 ppm para aços com baixo teor de carbono de até 0,2%. Um teor mais alto de boro deteriora rapidamente a tenacidade a baixa temperatura de tais aços, de modo que seu limite superior é fixado em 0,004%.

[0028] Outros elementos como estanho, cério, magnésio ou zircônio podem ser adicionados individualmente ou em combinação nas seguintes proporções por peso: estanho ≦ 0,1%, cério ≦ 0,1%, magnésio ≦ 0,010% e zircônio ≦ 0,010%. Até os teores máximos indicados, esses elementos permitem refinar o grão durante a solidificação. O restante da composição do aço consiste em ferro e impurezas inevitáveis resultantes do processamento.

[0029] A microestrutura da chapa de aço compreende: Constituintes residuais de austenita e ilhas de martensita-austenita presentes cumulativamente em uma quantidade entre 1% e 20% e são constituintes essenciais da presente invenção. Preferencialmente, a quantidade de austenita residual e constituintes de MA é vantajosa entre 5% e 20%. A austenita residual confere ductilidade e as ilhas de martensita austenita fornecem a resistência ao aço da presente invenção. A austenita residual e as ilhas de martensita austenita são formadas durante as etapas de resfriamento dois e três da austenita anterior que permaneceu não transformada durante a etapa dois de resfriamento.

[0030] A bainita constitui 80% ou mais da microestrutura por fração de área para o aço da presente invenção e é vantajoso ter bainita em mais de 85%. Na presente invenção, o microconstituinte Bainita tem 7% ou mais limites de grão de bainita desorientados em um ângulo de desorientação de 59,5° e, de preferência, mais de 9%. Estes grãos bainíticos desorientados conferem ao aço da presente invenção tenacidade ao impacto. A bainita da presente invenção se forma durante a etapa dois de resfriamento, especialmente entre 470 °C e Ms, uma vez que a bainita formada na faixa de bainita superior que está acima de 470 °C é a bainita bruta que não pode ter grãos de bainita desorientados em mais de 7% devido ao seu tamanho grosso, portanto para evitar a formação de bainita bruta, velocidades de resfriamento superiores são as preferidas para o arrefecimento entre T1 e T2, especialmente entre T1 e 470 °C. Isto é mostrado na figura 1, em que a figura 1 mostra a microestrutura da trilha (I1) que está de acordo com a invenção e a figura 2 mostra a microestrutura da trilha (R1) que não está de acordo com a invenção. A figura 2 contém bainita com menos de 80% de razão de área e também contém bainita bruta, designada pelo numeral (10) na figura 2, em comparação com a bainita da figura 1 em que a bainita de acordo com a presente invenção é demonstrada pelo numeral (20). Além disso, a figura 3 mostra uma comparação entre a presença de limites de grão de bainita desorientados em um ângulo de desorientação de 59,5° de aço inventivo e aço de referência. A curva designada pelo numeral (1) na figura 3 é do ensaio (I1) que contém limites de grãos de bainita desorientados em um ângulo de desorientação de 59,5° a 9,6%, enquanto a curva designada pelo numeral (2) na figura 3 é da trilha (R1) que contém limites de grãos de bainita desorientados em um ângulo de desorientação de 59,5° a 4%.

[0031] O aço da invenção contém martensita desde traços até um máximo de 10%. A martensita não se destina a fazer parte da invenção, mas forma uma microestrutura residual devido ao processamento do aço. O teor de martensita deve ser mantido o mais baixo possível e não deve exceder 10%. Até uma percentagem constituinte de 10% de martensita confere ao aço da presente invenção resistência, mas quando a presença de martensita excede 10%, ela diminui a usinabilidade da peça de aço.

[0032] Além da microestrutura acima mencionada, a microestrutura da peça mecânica forjada é isenta de componentes microestruturais como perlita e cementita.

[0033] Uma peça mecânica de acordo com a invenção pode ser produzida por qualquer processo de forja a quente adequado, por exemplo forja a gota, forja por prensagem, forja reversa e forja por rolo, de acordo com os parâmetros de processo estipulados explicados a seguir.

[0034] Um exemplo de método preferido é demonstrado neste documento, mas este exemplo não limita o escopo da divulgação e os aspectos nos quais os exemplos são baseados. Além disso, quaisquer exemplos apresentados neste relatório descritivo não se destinam a ser limitantes e apenas apresentam algumas das muitas maneiras possíveis em que os vários aspectos da presente divulgação podem ser colocados em prática.

[0035] Um método preferido consiste em proporcionar uma fundição semiacabada de aço com uma composição química de acordo com a invenção. A fundição pode ser feita em qualquer forma, como lingotes ou blocos ou tarugos que podem ser forjados em peças mecânicas que possuem um diâmetro de seção transversal entre 30 mm e 100 mm.

[0036] Por exemplo, o aço com a composição química acima descrita é fundido em um bloco e, em seguida, laminado na forma de uma barra que atuará como um produto semiacabado. Várias operações de laminação podem ser realizadas para obter o produto semiacabado desejado.

[0037] O produto semiacabado após o processo de fundição pode ser usado diretamente em alta temperatura após a laminação ou pode ser primeiro resfriado à temperatura ambiente e então reaquecido para forja a quente. Reaquecer o produto semiacabado entre a temperatura de 1150 °C e 1300 °C.

[0038] A temperatura do semiacabado, que é submetido a forja a quente, é preferencialmente de pelo menos 1150 °C e deve estar abaixo de 1300 °C porque a temperatura do produto semiacabado é inferior a 1150 °C,

carga excessiva é imposta matrizes de forja e, além disso, a temperatura do aço pode diminuir para uma temperatura de transformação de ferrita durante o forja de acabamento, em que o aço será forjado em um estado em que a ferrita transformada está contida na estrutura. Portanto, a temperatura do produto semiacabado é de preferência suficientemente alta para que a forja a quente possa ser concluída na faixa de temperatura austenítica. O reaquecimento em temperaturas acima de 1300 °C deve ser evitado porque são industrialmente caros.

[0039] Uma temperatura final de forja de acabamento deve ser mantida acima de 915 °C, é preferível ter uma estrutura que seja favorável à recristalização e forja. É necessário que a forja final seja executada a uma temperatura superior a 915 °C, pois abaixo desta temperatura a chapa de aço apresenta uma queda significativa na forja. A peça forjada a quente é assim obtida desta forma e então esta peça de aço forjada a quente é resfriada em um processo de resfriamento de três etapas.

[0040] No processo de resfriamento de três etapas da peça forjada a quente, a peça forjada a quente é resfriada em diferentes taxas de resfriamento entre diferentes faixas de temperatura.

[0041] Na etapa um de resfriamento, a peça forjada a quente é resfriada da forja de acabamento a uma faixa de temperatura entre Bs + 50 °C e Bs + 30 °C, aqui também referida como T1 a uma taxa de resfriamento média entre 0,2 °C/s e 10 °C/s em que pode ser opcionalmente mantido por um período de tempo entre 0 s e 3600 s em que, durante esta etapa de resfriamento, seria preferível ter uma taxa de resfriamento média entre a faixa de temperatura de 750 °C e 780 °C a T1 entre 0,2 °C/s e 2 °C/s.

[0042] Posteriormente, a partir da faixa de temperatura T1, a segunda etapa de resfriamento começa em que a peça forjada a quente é resfriada da faixa de temperatura T1 até a temperatura entre Ms + 60 °C e Ms,

aqui também referida como T2, a uma taxa de resfriamento média entre 0,40 °C/s e 2,0 °C/s. Além disso, durante a etapa dois de resfriamento, o resfriamento entre T1 a uma faixa de temperatura entre 470 °C e 450 °C é preferencialmente mantido a uma taxa de resfriamento média de 1,0 °C/s e 2,0 °C/s para promover a transformação da austenita em bainita e diminui a possibilidade de formação da martensita.

[0043] Na terceira etapa, a peça forjada a quente é levada à temperatura ambiente a partir de uma faixa de temperatura entre T2, em que a taxa de resfriamento média durante a terceira etapa é mantida abaixo de 0,8 °C/s e de preferência 0,5 °C/s e mais preferencialmente abaixo de 0,2 °C/s.

Essas taxas médias de resfriamento são escolhidas a fim de realizar o resfriamento homogêneo em toda a seção transversal da peça forjada a quente.

[0044] Após a conclusão da terceira etapa de resfriamento, a peça mecânica forjada é obtida.

[0045] Para todas as etapas de resfriamento, as temperaturas Bs e Ms são calculadas para o presente aço usando a seguinte fórmula: Bs = 962-288C-84Mn-81Si-6Ni-95Mo-153Nb + 108Cr2-269Cr Ms = 539-423C-30Mn-18Ni-12Cr-11Si-7Mo em que os teores dos elementos são expressos em porcentagem em peso.

EXEMPLOS

[0046] Os seguintes testes, exemplos, exemplos figurativos e tabelas que são apresentados neste documento são de natureza não restritiva e devem ser considerados apenas para fins de ilustração, e exibirão as características vantajosas da presente invenção.

[0047] A peça mecânica forjada em aços de diferentes composições está reunida na Tabela 1, onde a peça mecânica forjada é produzida de acordo com os parâmetros do processo estipulados na Tabela 2, respectivamente. A seguir, a Tabela 3 reúne as microestruturas da parte mecânica forjada obtidas durante os ensaios e a Tabela 4 reúne o resultado das avaliações das propriedades obtidas.

TABELA 1 Amostra C Mn Si Cr Ni S P N Al Mo Cu Nb Ti V B de Aço 1 0,18 1,78 0,77 1,11 0,46 0,015 0,009 0,012 0,020 0,083 0,015 0,057 0,027 0,003 0,002 2 0,17 1,82 0,75 1,38 0,15 0,022 0,011 0,005 0,011 0,083 0,012 0,044 0,013 0,004 0,002 3 0,17 1,79 0,92 1,42 0,08 0,023 0,015 0,005 0,005 0,085 0,022 0,050 0,022 0,006 0,004 TABELA 2

[0048] A Tabela 2 reúne os parâmetros de processo implementados no produto semiacabado feito de aços da Tabela 1 após ser reaquecido entre 1150 °C e 1300 °C e, em seguida, forjado a quente o que termina acima de 915 °C. As composições de aço I1 a I3 servem para a fabricação de peças mecânicas forjadas de acordo com a invenção. Esta tabela também especifica as peças mecânicas forjadas de referência que são designadas na tabela de R1 a R3. A Tabela 2 também mostra a tabulação de Bs e Ms. Estes Bs e Ms são definidos para os aços inventivos e aços de referência da seguinte forma: Bs (°C) = 962-288C-84Mn-81Si-6Ni-95Mo-153Nb + 108Cr2-269Cr Ms (°C) = 539-423C-30Mn-18Ni-12Cr-11Si-7Mo em que os teores dos elementos são expressos em porcentagem em peso.

[0049] A tabela 2 é a seguinte: Etapa 1 Etapa 2 Etapa 3 Taxa Taxa Taxa média de Taxa Temp Taxa média de Temp média de resfriament média de Amostr Temperatur o de média de resfriament T2 o de resfriament Bs Ms Ensaio o entre o resfriament a de a entre T1 esper resfriament o de T2 a (°C esper o de T2 à (°C (°C s acabament o entre - Aço (°C) a em o de T1 a 470 °C - ) a em temperatur ) ) o da forja a 780-750 °C T1 (s) T2 (°C/s) 450 °C T2 (s) a ambiente quente até a T1 (°C/s) (°C/s) (°C/s) T1 (°C/s) 40 51 38 1 I1 0,8 0,5 550 0 0,9 1,7 0 0,1 0 4 0 38 51 38 2 I2 0,6 0,4 550 0 1,0 2,2 0 0,1 5 8 5

Etapa 1 Etapa 2 Etapa 3 Taxa Taxa Taxa média de Taxa Temp Taxa média de Temp média de resfriament média de Amostr Temperatur o de média de resfriament T2 o de resfriament Bs Ms Ensaio o entre o resfriament a de a entre T1 esper resfriament o de T2 a (°C esper o de T2 à (°C (°C s acabament o entre - Aço (°C) a em o de T1 a 470 °C - ) a em temperatur ) ) o da forja a 780-750 °C T1 (s) T2 (°C/s) 450 °C T2 (s) a ambiente quente até a T1 (°C/s) (°C/s) (°C/s) T1 (°C/s) 38 50 38 3 I3 1,3 1,0 550 0 1,3 2,6 0 0,1 5 8 4 40 51 38 1 R1 1,9 1,2 550 0 0,3 0,5 0 0,1 0 4 0 40 51 38 2 R2 0,6 0,4 550 0 0,2 0,2 0 0,1 0 8 5 40 50 38 3 R3 0,6 0,4 550 0 0,2 0,2 0 0,1 0 8 4 I = de acordo com a invenção; R = referência; valores sublinhados: não são de acordo com a invenção.

T1 = faixa de temperatura entre Bs + 50 °C e Bs + 30 °C T2 = faixa de temperatura entre Ms + 60 °C e Ms TABELA 3

[0050] A Tabela 3 exemplifica os resultados dos testes conduzidos de acordo com os padrões em diferentes microscópios, tais como Microscópio Eletrônico de Varredura para determinar as microestruturas de ambos os aços inventivos e de referência em termos de fração de área. A medição da porcentagem de contornos de grão desorientados é feita por EBSD em que a frequência relativa para os grãos bainíticos é medida no perfil de desorientação.

[0051] Os resultados são estipulados aqui: % dos limites Austenita exibindo um Amostra de Ensaios Bainita (%) residual + MA Martensita (%) ângulo de Aço (%) desorientação de 59,5° 1 I1 89 10 1 9,6 2 I2 88 11 1 14,5 3 I3 86 5 9 10,2 1 R1 74 22 4 4,0 2 R2 72 25 3 5,0 3 R3 73 23 4 3,2 I = de acordo com a invenção; R = referência; valores sublinhados:

não são de acordo com a invenção.

TABELA 4

[0052] A Tabela 4 exemplifica as propriedades mecânicas tanto do aço inventivo quanto dos aços de referência. Para determinar a resistência à tração, os testes de resistência à tração são realizados de acordo com as normas NF EN ISO 6892-1. Os testes para medir a tenacidade ao impacto para o aço inventivo e o aço de referência são conduzidos de acordo com a norma EN ISO 148-1 a 20 °C em amostra DVM padrão entalhada em U.

[0053] Os resultados dos vários testes mecânicos conduzidos de acordo com as normas são reunidos.

TABELA 4 Resistência ao Amostra de YS UTS Ensaios YS/TS impacto DVM 20 °C Aço (MPa) (MPa) (J.cm-2) 1 I1 889 1175 0,76 150 2 I2 947 1192 0,79 95 3 I3 912 1213 0,75 92 1 R1 776 1147 0,68 67 2 R2 782 1163 0,67 55 3 R3 763 1170 0,63 48 I = de acordo com a invenção; R = referência; valores sublinhados: não são de acordo com a invenção.

Claims

REIVINDICAÇÕES

1. AÇO PARA FORJAR PEÇAS MECÂNICAS, caracterizado por compreender os seguintes elementos, expressos em porcentagem em peso: 0,15% ≦ C ≦ 0,22%; 1,6% ≦ Mn ≦ 2,2%; 0,6% ≦ Si ≦ 1%; 1% ≦ Cr ≦ 1,5%; 0,01% ≦ Ni ≦ 1%; 0% ≦ S ≦ 0,06%; 0% ≦ P ≦ 0,02%; 0% ≦ N ≦ 0,013%; e pode conter um ou mais dos seguintes elementos opcionais 0% ≦ Al ≦ 0,06%; 0,03% ≦ Mo ≦ 0,1%; 0% ≦ Cu ≦ 0,5%; 0,01% ≦ Nb ≦ 0,15%; 0,01% ≦ Ti ≦ 0,03%; 0% ≦ V ≦ 0,08%; 0,0015% ≦ B ≦ 0,004%; a composição restante sendo composta de ferro e impurezas inevitáveis causadas pelo processamento, a microestrutura do aço tendo microestrutura por porcentagem de área compreendendo a presença cumulativa de austenita residual e ilha de martensita-austenita entre 1% e 20%, a microestrutura restante sendo bainita tendo pelo menos 80%, em que a fração dos limites de grão da bainita com um ângulo de desorientação de 59,5° são de pelo menos 7% e com uma presença opcional de martensita entre 0% e 10%.

2. AÇO PARA FORJAR PEÇAS MECÂNICAS, de acordo com a reivindicação 1, caracterizado pela composição incluir 0,7% a 1% de silício.

3. AÇO PARA FORJAR PEÇAS MECÂNICAS, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 2, caracterizado pela composição incluir 0,15% a 0,2% de carbono.

4. AÇO PARA FORJAR PEÇAS MECÂNICAS, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 3, caracterizado pela composição incluir 0% a 0,05% de alumínio.

5. AÇO PARA FORJAR PEÇAS MECÂNICAS, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 4, caracterizado pela composição incluir 1,6% a 1,9% de manganês.

6. AÇO PARA FORJAR PEÇAS MECÂNICAS, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 5, caracterizado pela composição incluir 1,1% a 1,5% de cromo.

7. AÇO PARA FORJAR PEÇAS MECÂNICAS, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 6, caracterizado pela bainita ser igual ou superior a 85%.

8. AÇO PARA FORJAR PEÇAS MECÂNICAS, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 7, caracterizado pela soma da austenita residual e da ilha de martensita-austenita se situar entre 1% e 15%.

9. AÇO PARA FORJAR PEÇAS MECÂNICAS, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 8, caracterizado pela chapa ter um limite de resistência à tração de 1100 MPa ou mais e um limite de escoamento de 800 MPa ou mais.

10. AÇO PARA FORJAR PEÇAS MECÂNICAS, de acordo com a reivindicação 9, caracterizado pelo aço ter um limite de resistência à tração de 1150 MPa ou mais e um limite de escoamento de 850 MPa ou mais.

11. AÇO PARA FORJAR PEÇAS MECÂNICAS, de acordo com qualquer uma das reivindicações 1 a 10, caracterizado pela chapa ter uma tenacidade ao impacto igual ou superior a 70 J/cm2.

12. AÇO PARA FORJAR PEÇAS MECÂNICAS, de acordo com a reivindicação 10, caracterizado pela chapa ter uma tenacidade ao impacto igual ou superior a 90 J/cm2.

13. MÉTODO PARA PRODUÇÃO DE PEÇAS MECÂNICAS FORJADAS DE AÇO, caracterizado por compreender as seguintes etapas sucessivas: - fornecer uma composição de aço, conforme definida em qualquer uma das reivindicações 1 a 6, na forma de produto semiacabado; - reaquecer o produto semiacabado a uma temperatura entre 1150 °C e 1300 °C; - forjar a quente o produto semiacabado na faixa austenítica em que a temperatura de acabamento da forja a quente deve estar acima de 915 °C para obter uma peça forjada a quente; - resfriar a peça forjada a quente em três etapas de resfriamento, em que na etapa um a peça forjada a quente é resfriada a uma taxa de resfriamento entre 0,2 °C/s e 10 °C/s a partir da temperatura de acabamento da forja a quente a uma faixa de temperatura entre T1 onde a peça forjada a quente pode ser mantida opcionalmente por um tempo entre 0s e 3600s - depois disso, na etapa dois, a peça forjada a quente é resfriada a uma taxa média de resfriamento entre 0,40 °C/s e 2 °C/s a partir de uma faixa de temperatura entre T1 a uma faixa de temperatura entre T2 - em seguida, na etapa três, a peça forjada a quente é resfriada a uma taxa de resfriamento média abaixo de 0,8 °C/s a partir de uma faixa de temperatura entre T2 até a temperatura ambiente para obter uma peça mecânica forjada.

14. MÉTODO, de acordo com a reivindicação 13, caracterizado por na etapa um de resfriamento, a peça forjada a quente ser resfriada a uma taxa de resfriamento média entre 0,2 °C/s e 2 °C/s a partir de uma faixa de temperatura entre 780 °C e 750 °C a uma faixa de temperatura entre T1 onde a peça forjada a quente pode ser mantida opcionalmente por um tempo entre 0 s e 3600 s.

15. MÉTODO, de acordo com qualquer uma das reivindicações 13 a 14, caracterizado por, na etapa dois de resfriamento, a peça forjada a quente ser resfriada a uma taxa de resfriamento média entre 1,0 °C/s e 2,0 °C/s a partir de uma faixa de temperatura entre T1 a uma faixa de temperatura entre 470 °C e 450 °C.

16. MÉTODO, de acordo com qualquer uma das reivindicações 13 a 15, caracterizado por, na etapa três, a peça forjada a quente ser resfriada a uma taxa de resfriamento abaixo de 0,5 °C/s a partir de uma faixa de temperatura entre T2 e a temperatura ambiente.

17. USO DE UM AÇO, conforme definido em qualquer uma das reivindicações 1 a 12, ou de uma peça mecânica forjada produzida de acordo com o método, conforme definido em qualquer uma das reivindicações 13 a 16, caracterizado pela fabricação de peças estruturais ou de segurança de um veículo ou motor.

18. VEÍCULO, caracterizado por compreender uma peça obtida de acordo com a reivindicação 17.