BRPI0905362B1

BRPI0905362B1 - High resistance steel sheet

Info

Publication number: BRPI0905362B1
Application number: BRPI0905362-0A
Authority: BR
Inventors: Kumagai Tatsuya
Original assignee: Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation
Priority date: 2008-09-17
Filing date: 2009-09-14
Publication date: 2017-07-04
Also published as: EP2267177A4; TW201016863A; BRPI0905362A2; EP2267177A1; JP4538094B2; JPWO2010032428A1; KR20100060020A; WO2010032428A1; EP2267177B1; TWI340170B; BR122017002730B1; CN101835918A; AU2009294126A1; CN101835918B; KR101011072B1; US20100230016A1; US8216400B2; AU2009294126B2

Description

Relatório Descritivo da Patente de Invenção para "CHAPA DE AÇO DE ALTA RESISTÊNCIA". ANTECEDENTES DA INVENÇÃO Campo da Invenção [001] A presente invenção refere-se a uma chapa de aço de alta resistência que é usada como um membro estrutural de uma máquina de construção ou de uma máquina industrial, tem excelente resistência à fratura retardada, capacidade de trabalho de dobramento, e capacidade de soldagem, tem alta resistência de um limite de escoamento igual a ou maior que 1400 MPa, e tem uma espessura de chapa igual a ou maior que 4,5 mm e igual a ou menor que 25 mm; e a um método para sua produção.

[002] É solicitada prioridade sobre o Pedido de Patente Japonesa n° 2008-237264 depositado em 17 de setembro de 2008, cujo teor está incorporado aqui como referência, Descricão da Técnica Relacionada [003] Em anos recentes, com a demanda mundial da construção, a produção de máquinas de construção tais como guindastes e veículos de bombear concreto aumentou, e simultaneamente o tamanho dessas máquinas de construção continuou a aumentar. Para suprimir um aumento no peso devido ao aumento no tamanho da máquina de construção, a demanda por um membro estrutural de peso leve tem aumentado, de forma que uma mudança na chapa de aço de alta resistência tendo um limite de escoamento da classe de 900 a 1100 MPa está ocorrendo. Recentemente, demanda para uma chapa de aço para membro estrutural tendo um limite de escoamento de 1300 MPa ou maior {e uma resistência à tração de 1400 MPa ou maior, preferivelmente 1400 a 1650 MPa) foi aumentada.

[004] Em geral, quando a resistência à tração aumenta acima de 1200 MPa, há a possibilidade de que possam ocorrer fraturas retardadas devido ao hidrogênio. Consequentemente, em particular, uma chapa de aço tendo um limite de escoamento da classe de 1300 MPa e uma resistência à tração da classe de 1400 MPa requer uma alta resistência à fratura retardada. Em adição, a chapa de aço que tenha uma alta resistência é desvantajosa em termos de aplicação tal como capacidade de trabalho de dobramento e capacidade de soldagem. Portanto, a chapa de aço requer uma aplicação que não seja muito menor que a de uma chapa existente de alta resistência da classe de 1100 MPa.

[005] Como uma técnica relativa a uma chapa de aço para membro estrutural tendo um limite de escoamento da classe de 1300 MPa, um método de produção para uma chapa de aço que tenha uma resistência à tração da classe de 1370 a 1960 N/mm2 e tenha excelente resistência à fragilização de hidrogênio está descrito, por exemplo, no pedido de Patente Japonesa Não-Examinada, Primeira Publicação n° H7-90488. Entretanto, a técnica descrita no pedido de Patente Japonesa Não-examinada, Primeira Publicação n° H7-90488 é relativa a uma chapa de aço laminada a frio tendo uma espessura de 1,8 mm e tem como premissa uma alta taxa de resfriamento de 70°C/s ou maior, de modo que a técnica não considera a capacidade de soldagem.

[006] Até agora, como técnica para aumentar a resistência à fratura retardada do aço de alta resistência, foi conhecida a técnica de refino do tamanho de grão. Técnicas do pedido de Patente Japonesa Não-examinada, Primeira Publicação n° H11-80903 e do pedido de Patente Japonesa Não-examinada, Primeira Publicação n° 2007302974 são exemplos dessa técnica. Entretanto, nos exemplos, para aumentar a resistência à fratura retardada, o tamanho de grão de austenita prévio precisa ser igual a ou menor que 5 μηη (Pedido de Patente Japonesa Não-examinada, Primeira Publicação n° H11-80903) e igual a ou menor que 7 μηη (Pedido de Patente Japonesa Não-examinada, Primeira Publicação n° 2007-302974). Entretanto, não é fácil refinar o tamanho de grão de uma chapa de aço até tal tamanho por um processo de produção normal. Tanto as técnicas descritas no Pedido de Patente Japonesa Não-examinada, Primeira Publicação n° H11-80903 e no pedido de Patente Japonesa Não-examinada, Primeira Publicação n° 2007-302974 são técnicas para refinar o tamanho de grão de austenita prévio através de aquecimento rápido antes do resfriamento brusco. Entretanto, para aquecer rapidamente a chapa de aço, é necessário equipamento de aquecimento especial de forma que é difíficl implementar qualquer uma das técnicas. Em adição, devido ao refino do grão, a capacidade de endurecimento é degradada. Portanto, para garantir a resistência, são necessários elementos de ligação adicionais. Consequentemente, um refino excessivo de grão não é preferível em termos de capacidade de soldagem e eficiência econômica.

[007] Para o propósito de resistência ao desgaste, um membro de aço tendo uma alta resistência correspondendo a um limite de escoamento da classe de 1300 MPa foi amplamente usado, e há exemplos de um membro de aço levando em consideração a resistência à fratura retardada. Por exemplo, aços resistentes ao desgaste tendo excelente resistência à fratura retardada estão descritos no Pedido de Patente Japonesa Não-examinada, Primeira Publicação n° H11-229075 e no Pedido de Patente Japonesa Não-examinada, Primeira Publicação n° H1-149921. Os limites de resistência à tração dos aços resistentes ao desgaste descritos no Pedido de Patente Japonesa Não-examinada, Primeira Publicação n° H11-229075 e no Pedido de Patente Japonesa Não-examinada, Primeira Publicação n° H1-149921 estão nas faixas de 1400 a 1500 MPa e 1450 a 1600 MPa, respectivamente. Entretanto, no Pedido de Patente Japonesa Não-examinada, Primeira Publicação n° H11-229075 e no Pedido de Patente Japonesa Não-examinada, Primeira Publicação n° H1-149921, não há menção de limite de escoamento. Em relação à resistência ao desgaste, a dureza é um fator importante, de forma que a resistência à tração tem um efeito na resistência ao desgaste. Entretanto, uma vez que o limite de escoamento não tenha um efeito significativo na resistência ao desgaste, o aço resistente ao desgaste geralmente não leva em consideração o limite de escoamento. Portanto, o aço resistente ao desgaste é considerado como sendo inadequado como membro estrutural de uma máquina de construção ou de uma máquina industrial.

[008] No Pedido de Patente Japonesa Não-examínada, Primeira Publicação n° H9-263878, um membro parafuso de aço de alta resistência que tem um limite de escoamento da classe de 1300 MPa é fornecido com resistência à fratura retardada aumentada pelo alongamento dos grãos da austenita prévio e têmpera com aquecimento rápido. Entretanto, a têmpera com aquecimento rápido não pode ser executada facilmente em equipamentos de tratamento térmico de chapas existentes, de forma que ela não pode ser facilmente aplicado a uma chapa de aço.

[009] Conforme descrito acima, a técnica existente não é suficiente para obter economicamente uma chapa de aço de alta resistência para um membro estrutural, que tem um limite de escoamento de 1300 MPa ou maior e uma resistência à tração de 1400 MPa ou maior, e tem resistência à fratura retardada ou aplicação tal como capacidade de trabalho de dobramento e capacidade de soldagem.

SUMÁRIO DA INVENÇÃO

[0010] Um objetivo da presente invenção é fornecer uma chapa de aço de alta resistência para um membro estruturai, que é usado como membro estrutural de uma máquina de construção ou de uma máquina industrial» tem excelente resistência à fratura retardada, capacidade de trabalho de dobramento, e capacidade de soldagem, e tem um limite de escoamento de 1300 MPa ou maior e uma resistência à tração de 1400 MPa ou maior, e seu método de produção.

[0011] A forma mais econômica de obter uma alta resistência tal como um limite de escoamento de 1300 MPa ou maior e uma resistência à tração de 1400 MPa ou maior é executar o resfriamento brusco a partir de uma temperatura fixa de modo a transformar uma estrutura de aço em martensita. Para obter uma estrutura martensita, uma capacidade de endurecimento adequada e uma taxa de resfriamento adequada são necessárias para o aço. A espessura de uma chapa de aço usada como membro estrutural de uma máquina de construção ou de uma máquina industrial é geralmente igual a ou menor que 25 mm. Quando a sua espessura é de 25 mm, durante o resfriamento brusco usando um equipamento geral de resfriamento de chapa de aço, sob uma condição de resfriamento à água de uma densidade de quantidade de água de cerca 1 m3/m2 min, uma taxa de resfriamento média na porção central da espessura da chapa é igual a ou maior que 20°C/s. Portanto, a composição do aço precisa ser controlada para que o aço apresente uma capacidade de endurecimento suficiente para ter uma estrutura martensita a uma taxa de resfriamento de 20°C/s ou maior. A estrutura martensita da presente invenção é considerada como sendo uma estrutura quase correspondendo à martensita completa após o resfriamento brusco. Epecificamente, a fração {valor em porcentagem) da estrutura martensita é 90% ou maior, e a fração de estruturas tais como austenita retida, ferrita e bainita exceto martensita é de menos de 10%. Quando a fração de estrutura de martensita é baixa, para se obter uma resistência predeterminada são necessários elementos de ligação adicionais.

[0012] Para aumentar a capacidade de endurecimento e resistência, uma grande quantidade de elementos de ligação pode ser adicionada. Entretanto, quando a quantidade de elementos de ligação é aumentada, a capacidade de soldagem é degradada. O inventor examinou a relação entre o índice de sensibilidade à fratura de solda Pcm e a temperatura de preaquecimento conduzindo-se um teste de fratura de solda com ranhura em y pela JIS Z 3158 em várias chapas de aço que tenham espessura de 25 mm, números de tamanho de grão da austenita prévio de 8 a 11, limites de elasticidade de 1300 MPa ou maior, e limite de resistência à tração de 1400 MPa ou maior. Os resultados do teste estão mostrados na FIG. 1. Para reduzir a carga durante a soldagem, é preferível que a temperatura de preaquecimento seja tão baixa quanto possível. Aqui, o objetivo é permitir uma temperatura de preaquecimento de prevenção de fraturas, isto é, uma temperatura de preaquecimento na qual a razão de fratura na raiz é 0, seja 1500 ou menos quando a espessura da chapa for de 25 mm. Na FIG. 1, para reduzir a razão de fratura na raiz a uma temperatura de preaquecimento de 150°C, o índice de sensibilidade à fratura de solda Pcm é 0,36% ou menos, e o índice Pcm é usado como limite superior da quantidade de liga a ser adicionada.

[0013] A fratura de solda é influenciada principalmente pela temperatura de preaquecimento. A FIG. 1 mostra a relação entre a fratura de solda e a temperatura de preaquecimento. Conforme descrito acima, para evitar completamente a fratura de raiz na temperatura de preaquecimento de 150Ό, o índice Pcm precisa ser 0,36% ou menos. Para evitar completamente a fratura de raiz na temperatura de 125Ό, o índice Pcm precisa ser 0,34 % ou menos. A resistência à fratura retardada de um aço martensítico depende significativamente da resistência. Quando a resistência à tração é maior que 1200 MPa, há a popssibilidade de que uma fratura retardada possa ocorrer. Além disso, a sensibilidade à fratura retardada aumenta, dependendo da resistência. Como meio para aumentar a resistência à fratura retardada do aço martensítico, há o método de refinar o tamanho de grão da austenita prévio conforme descrito acima. Entretanto, uma vez que a capacidade de endurecimento é degradada com o refino do grão, para garantir a resistência é necessária uma quantidade maior de elementos de ligação, portanto, em termos de capacidade de soldagem e eficiência econômica, um refino de grão excessivo não é preferível.

[0014] O inventor investigou em detalhes os efeitos da resistência, particularmente da resistência à tração da chapa de aço e do tamanho de grão da austenita prévio, na resistência à fratura retardada Como resultado, foi descoberto que controlando-se a resistência à tração e o tamanho de grão da austenita prévio para estarem em faixas predeterminadas, é possível garantir a resistência à fratura retardada e uma capacidade de endurecimento suficiente para obter confiavelmente uma estrutura martensita mesmo sob uma condição onde a quantidade de elementos de ligação é suprimida. Uma faixa de controle específica será descrita a seguir.

[0015] A avaliação da resistência à fratura retardada foi executada usando-se "teor de hidrogênio difusível" que é um limite superior do teor de hidrogênio no qual o aço não é fraturado em um teste de fratura retardada. Esse método está descrito em Tetsu-to-Hagané, Vol. 83 (1997), p.454. Especificamente, vários teores de hidrogênio difusível foram deixados estar contidos em amostras através de carregamento de hidrogênio eletrolítico em espécimes entalhados (barras redondas) tendo a forma ilustrada na FIG. 2 e foi executado um revestimento nas superfícies dos espécimes para evitar que o hidrogênio se disperse. Os espécimes foram mantidos ao ar enquanto eram, aplicados com uma carga predeterminada, e foi medido o tempo até ocorrer uma fratura retardada. A tensão de carga no teste de fratura retardada foi ajustada para ser 0,8 vezes a resistência à tração dos aços. A FIG. 3 mostra um exemplo de uma relação entre o teor de hidrogênio difusível e o tempo de fratura tomado até que ocorra uma fratura retardada. À medida que a quantidade de hidrogênio difusível contida nos espécimes diminui, o tempo até que ocorra uma fratura retardada aumenta. Em adição, quando o teor de hidrogênio difusível é igual a ou menor que um valor predeterminado, uma fratura retardada não ocorre. Imediatamente após o teste de fratura retardada, o teor de hidrogênio (valor inteiro) do espécime foi medido usando-se cromatografia a gás, enquanto sendo aquecido a uma taxa de 100°C/h até 400°C. O teor de hidrogênio (valor inteiro) é definido como "teor de hidrogênio difusível". Em adição, o limite de teor de hidrogênio no qual o espécime não é fraturado é definido como "teor de hidrogênio difusível crítico Hc".

[0016] Por outro lado, o teor de hidrogênio absorvido no aço a partir do ambiente é mudado devido a fatores metalúrgicos do aço. Para avaliar o teor de hidrogênio absorvido, foi executado um teste de aceleração da corrosão. No teste, a repetição de secagem e umedecimento foi executada por 30 dias a um ciclo mostrado na FIG. 4 usando-se uma solução de 5% em massa de NaCI. Após o teste, o teor de hiodrogênio (um valor inteiro) absorvido no aço é definido como "teor de hidrogênio difusível absorvido do ambiente HE", o teor de hidrogênio sendo medido usando-se cromatografia a gás sob a mesma condição de aumento de temperatura usada para a medição do teor de hidrogênio difusível. Quando o "teor de hidrogênio difusível crítico Hc" é relativamente suficientemente maior que o "teor de hidrogênio difusível absorvido do ambiente HE", imagina-se que a sensibilidade a fraturas retardadas é baixa, Quando a razão Hc/HE é maior que 3, a sensibilidade às fraturas retardadas é determinada como sendo baixa e a resistência à fratura retardada é determinada como sendo boa.

[0017] O inventor avaliou a sensibilidade às fraturas retardadas do aço martensítico cuja resistência à tração e tamanho de grão da austenita prévio foram mudados pelo método acima descrito. O tamanho de grão da austenita prévio foi avaliado por um número de tamanho de grão de austenita prévio. Seus resultados estão mostrados na FIG. 5. Na FIG, 5, aços que satisfazem a razão Hc/HE>3 são representados por um círculo aberto (0}»e aços que satisfazem a razão Hc/HE<3 são representados por uma cruz (*), Na FIG. 5, pode ser visto que a sensibilidade às fraturas retardadas é bem classificada pela resistência à tração e pelo número de tamanho de grão da austenita prévio (Νγ). Isto é, pode ser visto que a resistência à fratura retardada pode ser confiável mente aumentada pelo controle tanto da resistência ã tração quanto do tamanho de grão da austenita prévio.

[0018] Em relação à FIG. 5, e uma resistência à tração de 1400 MPa ou mais, para satisfazer confiável mente Hc/HE>3, o que representa uma baixa sensibilidade à fratura retardada (não há caso satisfazendo Hc/HE<3), a relação a seguir tem que ser satisfeita. Isto é, em um caso onde a resistência à tração é igual a ou maior que 1400 MPa e menor que 1550 MPa, Νγ aflTSJ-1400)x0,004+8,0 é satisfeita. Aqui, [TS] é uma resistência à tração (MPa), e Νγ é um número de tamanho de grão da austenita prévio.

[0019] O tamanho de grão da austenita prévio é medido por um método da JIS G 0551 (2005) (ISO 643). Isto é, o número de tamanho de grão da austenita prévio é calculado por Ny=-3+log2m usando-se um número médio m de grãos de cristal por 1 mm2 em uma seção transversal de um espécime (peça de amostra) da chapa de aço de alta resistência.

[0020] O refino de grão é eficaz em reduzir a sensibilidade para fraturas retardadas. Entretanto, quando o tamanho de grão é diminuído, a capacidade de endurecimento é degradada, de forma que é difícil obter uma estrutura martensita (martensita). Portanto, para se obter uma resistência predeterminada, são necessários mais elementos de ligação. Em consideração à espessura da chapa de aço usada como membro estrutural de uma máquina de construção conforme descrito acima, a martensita precisa ser obtida a uma taxa de resfriamento de cerca de 20°C/s. Em adição, quando o limite superior do índice de sensibilidade à fratura da solda Pcm é restrito para garantir a capacidade de soldagem, em um caso onde o tamanho de grão de austenita é excessivamente refinado, é difícil obter martensita a essa taxa de resfriamento. O inventor examinou a relação entre o teor de liga, o tamanho de grão da austenita prévio, e a resistência de várias formas. Como resultado, foi descoberto que sob a condição na qual o teor de liga é ajustado de forma que o índice de sensibilidade à fratura da solda Pcm seja 0,36% ou menos, quando o tamanho de grão da austenita prévio for maior que 11,0, a estrutura martensita não pode ser obtida a uma taxa de resfriamento de 20°C/s. Além disso, na FIG. 5, mesmo quando o número do tamanho de grão da austenita prévio é menor que 11, um plano no qual a resistência à tração é menor que 1400 MPa tem um teor de C de menos de 0,18% que é o menor limite de C conforme a presente invenção. Em adição, embora o índice de sensibilidade à fratura da solda Pcm seja igual ou menor que 0,36%, em um plano no qual a resistência à tração seja maior 1650 MPa, o teor de C é maior que 0,23% que é o limite superior de C de acordo com a presente invenção.

[0021] Em adição, quando a resistência à tração é maior que 1650 MPa, a capacidade de trabalho de dobramento é significativamente degradada. Portanto, o limite superior da resistência à tração é ajustado para 1650 MPa.

[0022] Portanto, em uma faixa de resistência à tração (de 1400 a 1650 MPa) da chapa de aço da presente invenção, para aumentar a resistência à fratura retardada, suprimir o teor de elemento de ligação, e obter confiavelmente a estrutura martensita, as relações (a) ou (b) a seguir são satisfeitas: [0023] quando a resistência à tração é igual a ou maior que 1400 MPa e menor que 1550 MPa, as fórmulas Νγ ^[TS]-1400)* 0,004+8,0 e Νγ ú 1,0 são satisfeitas, e [0024] quando a resistência à tração é igual a ou maior que 1550 MPa e Igual a ou menor que 1650 MPa, as fórmulas Νγ ^[TS]-1550}x0,008+8,6 e Νγ ^1,0 são satisfeitas, [0025] onde [TS] é a resistência à tração (MPa), e Νγ é o número do tamanho de grão de austeníta prévio. Uma faixa que satisfaça (a) ou (b) é mostrada como uma área circundada por segmentos de uma linha grossa na FIG. 5.

[0026] A resistência do aço martensítico é enormemente influenciada pelo teor de C e pela temperatura de revenimento. Portanto, para alcançar um limite de escoamento de 1306 MPa ou mais e uma resistência à tração de 1400 MPa ou mais e 1650 MPa ou menos, o teor de C e a temperatura de revenimento precisam ser adequadamente selecionados. As FIGURAS 6 e 7 mostram influências do teor de G e da temperatura de revenimento no limite de escoamento e na resistência à tração do aço martensítico.

[0027] Quando o aço martensítico não é submetido a revenimento, isto é, quando o aço martensítico está no estado conforme resfriado, a razão de rendimento do aço martensítico é baixa. Consequentemente, a resistência à tração é aumentada; e o limite de escoamento é diminuído. Para aumentar o limite de escoamento para 1300 MPa ou mais, substancialmente é necessário um de teor de C de 0,24% ou mais. Entretanto, com o teor de C, é difícil alcançar uma resistência à tração de 1650 MPa ou menos.

[0028] Por outro lado, na estrutura martensita submetida ao revenimento a 450°C ou mais, a razão de rendimento é aumentada; e a resistência à tração é significativamente diminuída. Para garantir uma resistência à tração de 1400 MPa ou mais, substancialmente um teor de C de 0,35% ou mais é necessário. Entretanto, com o teor de C, é difícil permitir que o índice de sensibilidade à fratura da solda Pcm seja igual a ou menor que 0,36% para garantir a capacidade de soldagem.

[0029] Executando-se o revenimento do aço martensítico a uma baixa temperatura igual a ou maior que 200Ό e igua I a ou menor que 300^, é possível aumentar a razão de rendimento sem uma diminuição significativa na resistência à tração. Nesse caso, é possível satisfazer a condição na qual o limite de escoamento é igual a ou maior que 1300 Mpa e a resistência à tração é igual a ou maior que 1400 MPa e igual a ou menor que 1650 MPa.

[0030] Em adição, quando é executado o revenimento no aço martensítico a uma temperatura maior que 300°C e menor que 450°C, há o problema de que a tenacidade é degradada devido à fragilização pelo revenimento a baixa temperatura. Entretanto, quando a temperatura de revenimento é igual a ou maior que 20013 e igual a ou menor que 300°C, a fragilização no revenimento não ocorre, então não há problema com a degradação da tenacidade [0031] Conforme descrito acima, deve ser visto que executando-se o revenimento no aço martensítico contendo um teor de C adequado e elementos de ligação a uma baixa temperatura de 200°C ou mais e 300°C ou menos, é possível aumentar a razão de rendimento sem a degradação da tenacidade, de forma que um limite de escoamento de 1300 MPa ou mais e uma resistência à tração de 1400 MPa ou mais e 1650 MPa ou menos podem ser ambos obtidos.

[0032] De acordo com a presente invenção, não há necessidade de refinar significativamente o tamanho de grão da austenita prévio. Entretanto, é necessário controlar adequadamente o tamanho de grão para o número de tamanho de grão da austenita prévio que satisfaz as condições (a) e (b).

[0033] O inventor investigou várias condições de produção. Como resultado, o inventor descobriu que é possível obter facilmente e estavelmente grãos poligonais que têm tamanho uniforme e o número do tamanho de grão da austenita prévio que satisfaz as condições (a) e (b) usando-se o método de produção a seguir. Isto é, um teor adequado de Nb é adicionado a uma chapa de aço, a laminação controlada é adequadamente executada durante a laminação a quente, e, portanto, uma tensão residual adequada é introduzida na chapa de aço antes do resfriamento. Posteriormente, é executado o reaquecimento-resfriamento em uma faixa de temperatura de reaquecimento de igual a ou maior que 2013 maior qu e a temperatura crítica de transformação Ac3 e igual a ou menor que 85013. A transformação em austenita não ocorre suficientemente a uma temperatura de reaquecimento um pouco maior que (imediatamemnte acima) a temperatura crítica de transformação Ac3, e é formada uma estrutura de grão dúplex, de forma que o tamanho médio do grão de austenita é refinado. Portanto, a temperatura de reaquecimento é ajustada para ser igual a ou maior que 2013 maior q ue a temperatura crítica de transformação Ac3. A FIG. 8 mostra um exemplo da relação entre a temperatura de aquecimento após o resfriamento (temperatura de reaquecimento) e o tamanho de grão da austenita prévio. Em adição, em termos de capacidade de trabalho de dobramento da chapa de aço, o refino de grão da austenita prévio é efetivo, e quando a resistência à tração e o número do tamanho de grão da austenita prévio estão nas faixas da presente invenção, uma boa capacidade de trabalho de dobramento pode ser obtida.

[0034] De acordo com essas descobertas, é possível obter-se uma chapa de aço que tenha um limite de escoamento de 1300 MPa ou mais e uma resistência à tração de 1400 MPa ou mais (preferivelmente na faixa de 1400 a 1650 MPa), tem excelente resistência à fratura retardada, capacidade de trabalho no dobramento, e capacidade de soldagem. E uma espessura na faixa de 4,5 a 25 mm.

[0035] O sumário da presente invenção é descrito como segue.

[0036] Uma chapa de aço de alta resistência inclui a seguinte composição: 0,18 a 0,23% em massa de C; 0,1 a 0,5 % em massa de Si; 1,0 a 2,0% em massa de Mn; 0,020% em massa ou menos de P; 0,010% em massa ou menos de S; 0,5 a 3,0% em massa de Ni; 0,003 a 0,10% em massa de Nb; 0,05 a 0,15% em massa de Al; 0,0003 a 0,0030% em massa de B; 0,006% em massa de N; e um saldo composto de Fe e as inevitáveis impurezas, onde o índice de sensibilidade à fratura de solda Pcm da chapa de aço de alta resistência é calculado por Pcm=[C]+[Si]/30+[Mn]/20+[Cu]/20+[Ni]/60+[Cr]/20+[Mo]/15+[V]/10+5[B] , e é 0,36% em massa ou menos, onde [C], [Si], [Mn], [Cu], [Ni], [Cr], [Mo], [V], e [B] são as concentrações (% em massa) de C, Si, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo, V, e B, respectivamente, a temperatura crítica de transformação Ac3 é igual a ou menor que 830°C, o valor de porcentagem da estrutura martensita é igual a ou maior que 90%, o limite de escoamento é igual a ou maior que 1300 MPa, e a resistência à tração é igual a ou maior que 1400 MPa e igual a ou menor que 1650 MPa, o número de tamanho de grão da austenita prévio Νγ é calculado por Ny=-3+log2m usando um número médio m de grãos de cristal por 1 mm2 em uma seção transversal de uma peça de amostra da chapa de aço de alta resistência, e se a resistência à tração for menor que 1550 MPa, o número do tamanho de grão da austenita prévio Ny satsifaz as fórmulas Ny ^[TS]-1400)xQ,004+8,0 e Ny d 1,0, e se a resistência à tração for igual a ou maior que 1550 MPa, o número do tamanho de grão da austenita prévio Ny satisfaz as fórmulas Ny CTS]-1550)x0,008+8,6 and Νγ<31,0, onde [TS] (MPa) é a resistência à tração.

[0037] A chapa de aço de alta resistência descrita no item (1) acima pode também incluir um ou mais espécies selecionadas do grupo consistindo em: 0,05 a 0,5% em massa de Cu; 0,05 a 1,5% em massa de Cr; 0,03 a 0,5% em massa de Mo; e 0,01 a 0,10% em massa de V.

[0038] Na chapa de aço de alta resistência descrita nos itens (1) ou (2) acima, a espessura da chapa de aço de alta resistência pode ser igual a ou maior que 4,5 mm e igual a ou menor que 25 mm, [0039] Um método de produção de uma chapa de aço de alta resistência, o método incluindo: aquecer uma placa tendo a composição descrita no item (1) ou (2) acima até 11000 ou mais; executar a laminação a quente na qual uma redução de laminação cumulativa é igual a ou maior que 30% e igual a ou menor que 65% em uma faixa de temperatura igual a ou menor que 930°C e Igual a ou maior que 860° C e a laminação é encerrada a uma temperatura igual a ou maior que 8600, produzindo assim uma chapa de aço tendo uma espessura igual a ou maior que 4,5 mm e igual a ou menor que 25 mm; reaquecer a chapa de aço a uma temperatura igual a ou maior que 200 acima da temperatura crítica de transforma ção e igual a ou menor que 850*0 após o resfriamento; executar um resfriamento acelerado até 2000 ou menos sob uma condição de re sfriamento na qual a taxa média de resfriamento na porção central da espessura da chapa de aço durante o resfriamento de 6000 a 300° C é igual a ou maior que 20°C/s; e executar revenimento em uma faixa de temperatura igual a ou maior que 200*0 e igual a ou menor que 300°C.

BREVE DESCRICÃO DOS DESENHOS

[0040] A FIG, 1 é um gráfico mostrando a relação entre o índice de sensibilidade à fratura de solda Pcm e a temperatura de preaquecimento de prevenção de fraturas em um teste de fratura de solda com ranhura em y.

[0041] A FIG. 2 é um desenho explicativo de um espécime entalhado para avaliação da resistência à fragilização de hidrogênio.

[0042] A FIG. 3 é um gráfico mostrando um exemplo de uma relação entre o teor de hidrogênio dífusívei e o tempo da fratura até que ocorra uma fratura retardada.

[0043] A FIG. 4 é um gráfico mostrando uma condição de repetição de secagem, umedecímento* e uma mudança de temperatura em um teste de aceleração da corrosão.

[0044] A FIG. 5 é um gráfico mostrando a relação entre o número do tamanho de grão da austenita prévio, a resistência à tração e a resistência à fratura retardada.

[0045] A FIG. 6 é um gráfico mostrando a relação entre o teor de C de um aço martensítico, a temperatura de revenimento e o limite de escoamento.

[0046] A FIG. 7 é um gráfico mostrando a relação entre o teor de C de um aço martensítico, a temperatura de revenimento, e a resistência â tração.

[0047] A FIG. 8 é um gráfico mostrando um exemplo da relação entre a temperatura de aquecimento após o resfriamento de um aço martensítico e o número de tamanho de grão da austenita prévio. DESCRIÇÃO DETALHADA DA INVENÇÃO

[0048] De acordo com a presente invenção, é possível fornecer economicamente uma chapa de aço que seja usada como um membro estrutural de uma máquina de construção ou de uma máquina industrial, tenha excelente resistência à fratura retardada, capacidade de trabalho no dobramento, e capacidade de soldagem, tenha um limite de escoamento de 1300 MPa ou maior, e tenha uma resistência à tração de 1400 MPa ou maior.

[0049] Daqui em diante a presente invenção será descrita em detalhes.

[0050] Inicial mente é descrita a razão para limitar a composição do aço da presente invenção.

[0051] C é um elemento importante que tem um efeito significativo na resistência de uma estrutura martensítica. De acordo com a presente invenção, o teor de C é determinado para ser a quantidade necessária para se obter um limite de escoamento de 1300 MPa ou mais e uma resistência à tração de 1400 MPa ou mais e 1650 MPa ou menos quando a fração de martensita é igual a ou maior que 90%. A faixa do teor de C é igual a ou maior que 0,18% e igual a ou menor que 0,23%. Quando o teor de C é menor que 0,18%, a chapa de aço não pode ter uma resistência predeterminada. Em adição, quando o teor de C é maior que 0,23%, a resistência da chapa de aço é excessiva, de forma que a capacidade de trabalho é degradada. Para garantir confiavelmente a resistência, o limite inferior de C pode ser ajustado em 0,19% ou 0,20%, e o limite superior do teor de C pode ser ajustado para 0,22%.

[0052] O Si funciona como elemento desoxidante e elemento de fortalecimento, e a adição de 0,1% ou mais de Si apresenta esses efeitos. Entretanto, quando muito Si é adicionado, o ponto Ac3 (temperatura crítica de transformação Ac3) aumenta, e há a preocupação de que a sua dureza possa ser degradada. Portanto, o limite superior do teor de Si é ajustado em 0,5%. Para melhorar a tenacidade, o limite superior do teor de Si pode ser ajustado em 0,40%, 0,32% ou 0,29%.

[0053] O Mn é um elemento efetivo para a melhoria da resistência pelo aumento da capacidade de endurecimento, e é eficaz na redução do ponto Ac3. Consequentemente, pelo menos 1,0% ou mais de Mn é adicionado. Entretanto, quando o teor de Mn é maior que 2,0%, a segregação é promovida, e isso pode causar a degradação da tenacidade e da capacidade de soldagem. Portanto, o limite superior do Mn a ser adicionado é ajustado em 2,0%. Para garantir estavelmente a resistência, o limite inferior do teor de Mn pode ser ajustado para 1,30%, 1,40%, ou 1,50%, e o limite superior do teor de Mn pode ser ajustado para 1,89% ou 1,79%.

[0054] O P é uma impureza inevitável e é um elemento prejudicial que degrada a capacidade de trabalho de dobramento. Portanto, o teor de P é reduzido para ser igual a ou menor que 0,020%. Para aumentar a capacidade de trabalho de dobramento, o teor de P pode ser limitado para ser igual a ou menor que 0,010%, 0,008%, ou 0,005%.

[0055] O S é também uma impureza inevitável e é um elemento prejudicial que degrada a resistência à fratura retardada e a capacidade de soldagem. Portanto, o teor de S é reduzido para ser igual a ou menor que 0,010%. Para aumentar a resistência à fratura retardada ou a capacidade de soldagem, o teor de S pode ser limitado para ser igual a ou menor que 0,006% ou 0,003%.

[0056] O Ni aumenta a capacidade de endurecimento e tenacidade e diminui o ponto Ac3, de forma que o Ni é um elemento muito importante de acordo com a presente invenção. Portanto, pelo menos 0,5% de Ni é adicionado. Entretanto, uma vez que o Ni é caro, a quantidade de Ni a ser adicionada é ajustada para ser igual a ou menor que 3,0%. Para também aumentar a tenacidade, o limite inferior do teor de Ni pode ser ajustado para 0,8%, 1,0%, ou 1,2%. Em adição, para suprimir um aumento de custo, o limite superior do teor de Ni pode ser ajustado para 2,0%, 1,8%, ou 1,5%.

[0057] O Nb forma carbonetos finos durante a laminação e alarga a região de temperatura de não-recristalização, de forma que o Nb aumenta os efeitos da laminação controlada e tensão residual adequada para uma estrutura laminada antes de ser introduzido o resfriamento brusco. Em adição, o Nb suprime o embrutecimento da austenita durante o resfriamento-aquecimento devido a efeitos de fixação. Consequentemente, o Nb é um elemento necessário para se obter um tamanho de grão de austenita prévio predeterminado conforme a presente invenção. Portanto, 0,003% ou mais de Nb é adicionado. Entretanto, quando o Nb é excessivamente adicionado, ele pode causar a degradação da capacidade de soldagem. Portanto, a quantidade de Nb a ser adicionada ajustada para ser igual a ou menor que 0,10%. Para garantir o efeito da adição de Nb, o limite inferior do teor de Nb deve ser ajustado para ser 0,008% ou 0,012%. Em adição, para aumentar a capacidade de soldagem, o limite superior do teor de Nb pode ser ajustado para 005%, 0,03%, ou 0,02%.

[0058] Para garantir o B livre necessário para aumentar a capacidade de endurecimento, 0,05% ou mais de Al é adicionado para fixar o N. Entretanto, uma adição excessiva de Al pode degradar a tenacidade, de forma que o limite superior do teor de Al é ajustado para ser 0,15%. Há uma preocupação de que uma adição excessiva de Al degrade a limpeza do aço, de forma que o limite superior do teor de Al pode ser ajustado para ser 0,11% ou 0,08%.

[0059] O B é um elemento necessário para aumentar a capacidade de endurecimento. Para apresentar esse efeito, o teor de B precisa ser igual a ou maior que 0,0003%. Entretanto, quando B é adicionado a um nível de teor maior que 0,0030%, a capacidade de soldagem ou a tenacidade pode ser degradada. Portanto, o teor de B é ajustado para ser igual a ou maior que 0,0003% e igual a ou menor que 0,0030%. Para também o efeito de aumento da capacidade de endurecimento devido à adição de B, o limite inferior do teor de B deve ser ajustado em 0,0005% ou 0,0008%. Em adição, para evitar a degradação da capacidade de soldagem ou tenacidade, o limite superior de B pode ser ajustado para 0,0021% ou 0,0016%.

[0060] Quando o N está excessivamente contido, a tenacidade pode ser degradada, e simultaneamente é formado BN, de forma que os efeitos de aumento da capacidade de endurecimento do B são inibidos. Consequentemente, o teor de N é diminuído para ser igual a ou menor que 0,006%.

[0061] Um aço contendo os elementos descritos acima e o saldo composto de Fe e as inevitáveis impurezas têm uma composição básica da presente invenção. Além disso, de acordo com a presente invenção, em adição à composição, uma ou mais espécies selecionadas entre Cu, Cr, Mo, e V podem ser adicionadas.

[0062] O Cu é um elemento que aumenta a resistência sem degradar a tenacidade devido ao reforço da solução sólida. Consequentemente, 0,05% ou mais de Cu pode ser adicionado. Entretanto, embora uma grande quantidade de Cu seja adicionada, o efeito do aumento da resistência é limitado, e o Cu é caro. Portanto, a quantidade de Cu a ser adicionada é limitada para ser igual ou menor que 0,5%. Para também reduzir o custo, o teor de Cu pode ser limitado para ser igual a ou menor que 0,32% ou 0,25%.

[0063] O Cr aumenta a capacidade de endurecimento e é eficaz no aumento da resistência. Consequentemente, 005% ou mais de Cr podem ser adicionados. Entretanto, quando Cr é excessivamente adicionado, a tenacidade pode ser degradada. Portanto, a quantidade de Cr a ser adicionada é limitada para ser igual a ou menor que 1,5%. Para evitar a degradação da tenacidade, o limite superior do teor de Cr pode ser limitado a 1,0%, 0,7%, ou 0,4%.

[0064] O Mo aumenta a capacidade de endurecimento e é eficaz em aumentar a resistência. Consequentemente, 0,03% ou mais de Mo podem ser adicionados. Entretanto, sob condições de produção da presente invenção nas quais a temperatura de revenimento é baixa, os feitos do reforço de precipitação não podem ser esperados. Portanto, embora uma grande quantidade de Mo seja adicionada, o efeito de aumento da resistência é limitado. Em adição, o Mo é caro. Portanto, a quantidade de Mo a ser adicionada é limitada para ser igual a ou menor que 0,5%. Para reduzir o custo, o limite superior de Mo pode ser limitado a 0,31% ou 0,24%.

[0065] Ο V também aumenta a capacidade de endurecimento e é eficaz em aumentar a resistência. Consequentemente, 0,01% ou mais de V podem ser adicionados. Entretanto, sob condições de produção da presente invenção nas quais a temperatura de revenimento é baixa, os efeitos de reforço da precipitação não podem ser esperados. Portanto, embora uma grande quantidade de V seja adicionada, o efeito de aumento da resistência é limitado. Em adição ο V é caro. Portanto, a quantidade de V a ser adicionada é limitada para ser igual a ou menor que 0,10%. Conforme necessário, o teor de V pode ser limitado para ser 0,07% ou 0,04%.

[0066] Em adição à limitação das faixas de composição, de acordo com a presente invenção, para garantir a capacidade de soldagem conforme descrito acima, a composição é limitada de forma que o índice de sensibilidade à fratura de solda Pcm representado pela fórmula (1) a seguir seja igual a ou menor que 0,36%. Para também aumentar a capacidade de soldagem, o índice de sensibilidade à fratura de solda Pcm pode ser ajustado para ser igual a ou menor que 0,35% ou 0,34%.

Pcm=[C]+[Si]/30+[Mn]/20+[Cu]/20+[Ni]/60+[Cr]/20+[Mo]/15+[V]/10+5[B] ......(1) [0067] onde [C], [Si], [Mn], [Cu], [Ni], [Cr], [Mo], [V], e [B] são as concentrações (% em massa) de C, Si, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo, V, e B, respectivamente, [0068] Além disso, para evitar a fragilização da soldagem, um equivalente de carbono Ceq representado pela Fórmula (2) a seguir pode ser ajustado para ser igual a ou menor que 0,80. Ceq=[C]+[Si]/24+[Mn]/6+[Ni]/40+[Cr]/5+[Mo]/4+[V]/14 .......(2) [0069] A seguir será descrito o método de produção.

[0070] Inicialmente, uma placa tendo a composição do aço descrita acima é aquecida e submetida à laminação a quente. A temperatura de aquecimento é ajustada para ser igual a ou maior que 110Ο'Ο de forma que o Nb seja suficientemente disso Ivido no aço.

[0071] Em adição, o seu tamanho de grão é controlado para estar em uma faixa dos números de tamanho de grão da austenita prévio 8 a 11. Portanto, uma laminação controlada adequada precisa ser executada durante a laminação a quente, uma tensão residual adequada precisa ser introduzida na chapa de aço antes do resfriamento brusco, e a temperatura de aquecimento após o resfriamento precisa estar em uma faixa igual a ou maior que 20°C acima da temperatura crítica de transformação Ac3 e igual a ou menor que 850°C.

[0072] Em relação à laminação controlada durante a laminação a quente, a laminação é executada de forma que a redução de laminação cumulativa seja igual a ou maior que 30% e igual a ou menor que 65% em uma faixa de temperatura igual a ou menor que 930°C e igual a ou maior que 860°C, e a laminação é terminada a uma temperatura de 860°C ou mais, formando assim uma chapa de aço tendo uma espessura igual a ou maior que 4,5 mm e igual a ou menor que 25 mm. Um objetivo da laminação controlada é introduzir uma tensão residual adequada na chapa de aço antes do reaquecimento-resfriamento. Em adição, a faixa de temperaturas da laminação controlada é uma região de temperatura de não-recristalização do aço da presente invenção adequadamente contendo Nb. A tensão residual não é suficiente quando a redução de laminação cumulativa for menor que 30% nessa região de temperatura de não-recristalização. Consequentemente, a austenita se torna bruta durante o reaquecimento. Quando a redução de laminação cumulativa for maior que 65% na região de temperaturas de não-recristalização ou a temperatura de término da laminação for menor que 860°C, é introduzida uma tensão residual excessiva. Nesse caso, pode ser dada uma estrutura de grão dúplex à austenita durante o aquecimento. Portanto, mesmo quando a temperatura de aquecimento após o resfriamento estiver na faixa adequada descrita mais tarde, uma estrutura de tamanho de grão uniforme na faixa dos números de tamanho de grão da austenita prévio 8 a 11 não pode ser obtida.

[0073] Após a laminação a quente, a chapa de aço é sumetida a resfriamento brusco incluindo resfriamento, reaquecimento até uma temperatura igual a ou maior que 20°C acima da temperatura crítica de transformação Ac3 e igual a ou menor que 850°C, e então executando-se o resfriamento acelerado até uma temperatura igual a ou menor que 200°C. Naturalmente, a temperatura de aquecimento após o resfriamento tem que ser maior que a temperatura crítica de transformação Ac3. Entretanto, quando a temperatura de aquecimento é ajustada para estar imediatamente acima da temperatura crítica de transformação Ac3, pode haver o caso onde o controle do tamanho de grão adequado não possa ser alcançado devido à estrutura dúplex. Se a temperatura de aquecimento após o resfriamento não for igual a ou maior que 20°C acima da temperatura crítica de transformação Ac3, grãos poligonais que tenham tamanho uniforme não podem ser obtidos confiavelmente. Portanto, para permitir que a temperatura de aquecimento após o resfriamento seja igual a ou menor que 850°C, a temperatura crítica de transformação Ac3 da chapa de aço precisa ser igual a ou menor que 830°C. A estrutura de grãos dúplex contendo parcialmente grãos brutos não é preferível uma vez que a tenacidade e a resistência à fratura retardada são degradadas. Em adição, particularmente, o aquecimento rápido não é necessário durante o aquecimento após o resfriamento. Além disso, foram propostas várias fórmulas para calcular a temperatura crítica de transformação Ac3. Entretanto, a precisão das fórmulas é baixa na faixa de composição desse tipo de aço, de forma que a temperatura crítica de transformação Ac3 é medido pelas medidas de expansão térmica ou similares.

[0074] Durante o resfriamento, sob a condição na qual a taxa média de resfriamento na porção central da espessura da chapa durante o resfriamento de 600°C até 300°C é igual a ou maior que 20°C/s, a chapa de aço é submetida a resfriamento acelerado até 200°C ou menos. Pelo resfriamento, pode ser dada à chapa de aço tendo uma espessura igual a ou maior que 4,5 mm e igual a ou menor que 25 mm 90% ou mais de uma estrutura martensítica em fração estrutural. A taxa de resfriamento na porção central da espessura da chapa não pode ser medida diretamente, e então é calculada pela transferência de calor a partir da espessura, temperatura da superfície e condições de resfriamento.

[0075] A estrutura martensita no estado conforme resfriado tem uma baixa razão de rendimento. Consequentemente, para aumentar o limite de escoamento, é executado o revenimento em uma faixa de temperaturas igual a ou maior que 200°C e igual a ou menor que 300°C. A uma temperatura de revenimento de menos de 200°C, o efeito de aumentar o limite de escoamento não pode ser obtido. Por outro lado, quando a temperatura de revenimento for maior que 300°C, ocorre a fragilização do revenimento, de forma que a tenacidade é degradada. Consequentemente, o revenimento é executado na faixa de temperaturas de igual a ou maior que 200°C e igual a ou menor que 300°C. O tempo de revenimento pode ser de 15 minutes ou mais longo.

[0076] Aços A a AE tendo composições mostradas nas Tabelas 1 e 2 são fundidos para se obter placas. Usando-se as placas, foram produzidas chapas de aço tendo espessuras de 4,5 a 25 mm conforme as condições de produção dos Exemplos 1 a 15 da presente invenção mostradas na Tabela 3 e Exemplos Comparativos 16 a 46 mostrados na Tabela 5.

[0077] Para as chapas de aço, foram avaliados o limite de escoamento, a resistência à tração, o número de tamanho de grão da austenita prévio, a fração de estrutura martensita, a sensibilidade à fratura na soldagem, a capacidade de trabalho no dobramento, a resistência à fratura retardada, e a tenacidade. A Tabela 4 mostra resultados dos Exemplos 1 a 15 da presente invenção, e a Tabela 6 mostra os resultados dos Exemplos Comparativos 16 a 46. Em adição, foram medidas as temperaturas críticas de transformação Ac3.

Tabela 1 (% em massa) Tabela 2 Tabela 3 Tabela 4 Espécime Chapy subdimensíonado (A energia absorvida é convertida com base no espécime do tipo 4) Tabela 5 Tabela 6 Espécime Chapy subdimensionado (A energia absorvida é convertida com base no espécime do tipo 4) [0078] O limite de escoamento e a resistência à tração foram medidos pela obtenção de espécimes do tipo 1A para um ensaio de tração especificado na JIS Z 2241. Limites de elasticidade iguais a ou maiores que 1300 MPa são determinados como sendo "Aceitáveis" e resistências à tração na faixa de 1400 a 1650 MPa são determinadas como sendo "Aceitáveis". O número do tamanho de grão da austenita prévio foi medido pela JIS G 0551 (2005), e a resistência à tração e o número de tamanho de grão da austenita prévio foram determinados como sendo "Aceitáveis" quando eles foram determinados de modo a satisfazerem as relações (a) e (b) descritas acima.

[0079] Para avaliar a fração de estrutura martensita, é usado um espécime obtido na vizinhança da porção central da espessura da chapa, e 5 campos de uma faixa de 20 μηη χ 30 μηη foram observados a uma amplificação de 5000x por um microscópio de transmissão eletrônica. Uma área da estrutura martensita em cada campo foi medida, e a fração de estrutura martensita foi calculada a partir do valor médio das áreas. Aqui, a estrutura martensita tem uma alta densidade de deslocação, e apenas uma pequena quantidade de cementita foi gerada durante o revenimento a uma temperatura de 300Ό ou menos. Consequentemente, a estrutura marte nsita pode ser distinta de uma estrutura bainita e similares.

[0080] Para avaliar a sensibilidade à fratura da solda, foi executado um teste de fratura de solda com ranhura em y especificado na JIS Z 3158. As espessuras das chapas de aço fornecidas para a avaliação foram todas de 25 mm exceto para aquelas dos Exemplos 2, 4, 9, e 11, e foi executada a soldagem a C02 a uma entrada de calor 15 kJ/cm. Como resultado do teste, quando a razão de fratura de raiz é 0 de um espécime a uma temperatura de preaquecimento de 150°C, ela é determinada como sendo "Aceitável". Em adição, uma vez que pensou-se que a capacidade de soldagem das chapas de aço dos Exemplos 2, 4, 9, e 11 que têm espessuras menores que 25 mm fosse a mesma que a dos Exemplos 1, 3, 8, e 12 que têm as mesmas composições, o teste de fratura de solda com ranhura em y foi omitido.

[0081] Para avaliar a capacidade de trabalho no dobramento, um dobramento a 180°foi executado usando-se epécimes to tipo 1 da JIS (a direção longitudinal do espécime é a direção perpendicular à direção de laminação da chapa de aço) por um métdo especificado na JIS Z 2248 de forma que o raio de dobramento (3t) se torne três vezes a espessura da chapa de aço. Após o teste de dobramento, um caso em que as fraturas e outros defeitos não ocorrem no lado de fora de uma porção dobrada foi referido como "Aceitável".

[0082] Para avaliar a resistência à fratura retardada, o "teor de hidrogênio difusível crítico Hc" e "teor de hidrogênio difusível absorvido do ambiente HE" de cada chapa de aço foram medidos. Quando Hc/HE é maior que 3, a resistência à fratura retardada foi avaliada como "Aceitável".

[0083] Para avaliar a tenacidade, espécimes de Charpy tipo 4 especificado na JIS Z 2201 foram amostrados a um ângulo reto em relação à direção de laminação a partir da porção central da espessura da chapa, e foi executado um teste de impacto Charpy nos três espécimes a -20°C. Um valor médio de energias absorvidas dos espécimes foi calculado e o objetivo do valor médio é igual a ou maior que 27 J. Em adição, um espécime de Charpy subdimensionado de 5 mm foi usado para a chapa de aço (Exemplo 9) tendo uma espessura de 9 mm, e um espécime de Charpy subdimensionado foi usado para a chapa de aço (Exemplo 2) tendo uma espessura de 4,5 mm. Quando se supõe que o espécime de Charpy subdimensionado tenha uma largura do espécime Charpy do tipo 4 (isto é, quando a largura é 10 mm), o valor de energia absorvida de 27 J ou maior foi ajustado até o valor almejado.

[0084] Em adição, a temperatura crítica de transformação Ac3 foi medido por medição da expansão térmica sob uma condição a uma taxa de aumento da temperatura de 2,5°C/min usando-se um Formastor-FII da Fuji Electronic Industrial Co., Ltd.

[0085] Composições químicas, valores Pcm, e pontos Ac3 sublinhados nas Tabelas 1 e 2 não satisfazem a condição da presente invenção. Valores sublinhados nas Tabelas 3 a 6 representam, valores que não satisfazem as condições de produção da presente invenção ou têm propriedades insuficientes.

[0086] Nos Exemplos 1 a 15 da presente invenção mostrados nas Tabelas 3 e 4, o limite de escoamento, a resistência à tração, o número do tamanho de grão de austenita prévio, a fração da estrutura martensita, a sensibilidade à fratura na soldagem, a capacidade de trabalho no dobramento, a resistência à fratura retardada, e a tenacidade, todos satisfazem os valores almejados. Entretanto, as composições químicas dos Exemplos Comparativos 16 a 33 sublinhadas nas Tabelas 5 e 6 não satisfazem a faixa limitada pela presente invenção. Consequentemente, embora os Exemplos Comparativos 16 a 33 estejam nas faixas da condição de produção da presente invenção, um ou mais entre o limite de escoamento, a resistência à tração, o número do tamanho de grão da austenita prévio, a fração da estrutura martensita, a sensibilidade à fratura na soldagem, a capacidade de trabalho no dobramento, a resistência à fratura retardada, e a tenacidade não satisfazem os valores almejados. Embora a composição do aço no Exemplo Comparativo 34 esteja na faixa da presente invenção, uma vez que o índice de sensibilidade à fratura na solda Pcm não satisfaz a faixa da presente invenção, a sensibilidade à fratura na solda é determinada como sendo "Inaceitável". Embora a composição do aço no Exemplo Comparativo 35 esteja na faixa da presente invenção, uma vez que o ponto Ac3 não satisfaz a faixa da presente invenção, uma baixa temperatura de aquecimento no resfriamento brusco não pode ser alcançada. Consequentemente, o refino de grão da austenita prévio não é suficientemente alcançado, de forma que a resistência à fratura retardada é determinada como sendo "Inaceitável". Nos Exemplos Comparativos 36 a 46, a composição do aço, o índice de sensibilidade à fratura na solda Pcm, o ponto Ac3 estão nas faixas da presente invenção, e as condições da presente invenção não são satisfeitas. Consequentemente, um ou mais entre o limite de escoamento, a resistência à tração, o número de tamanho de grão da austenita prévio, a estrutura da fração martensita, a sensibilidade à fratura na solda, a capacidade de trabalho no dobramento, a resistência à fratura retardada, e a tenacidade não satisfazem os valores almejados. Isto é, no Exemplo Comparativo 36, a temperatura de aquecimento é baixa, e o Nb não é dissolvido no aço, de forma que o refino do grão de austenita é insuficiente. Portanto, a capacidade de trabalho no dobramento e a resistência à fratura retardada do Exemplo Comparativo 36 são determinados como sendo "Inaceitáveis". No Exemplo Comparativo 37, como a redução de laminação cumulativa é baixa na faixa de temperatura igual a ou menor que 930°C e igual a ou maior que 860°C, o refino de grão da austenita é insuficiente. Portanto, a resistência à fratura retardada do Exemplo Comparativo 37 é determinada como sendo "Inaceitável". No Exemplo Comparativo 38, uma vez que a temperatura de aquecimento no resfriamento é menor que 800°C, o tamanho de grão da austenita é muito refinado. Portanto, a capacidade de endurecimento é degradada, de forma que a fração da estrutura de martensita de 90% ou maior não pode ser obtida. Consequentemente, uma vez que o limite de escoamento é baixo, o Exemplo Comparativo 38 é determinado como sendo "Inaceitável". No Exemplo Comparativo 39, uma vez que a temperatura de aquecimento no resfriamento é maior que 850°C, o refino de grão da austenita é insuficiente. Portanto, a resistência à fratura retardada é determinada como sendo "Inaceitável". No Exemplo Comparativo 40, como a taxa de resfriamento durante o resfriamento de 600°C até 300°C é baixa, a fração de estrutura martensita de 90% ou mais não pode ser obtida. Portanto, o limite de escoamento do Exemplo Comparativo 39 é baixo e é determinado como sendo "Inaceitável". No Exemplo Comparativo 41, o revenimento não é executado de forma que o limite de escoamento é baixo e é determinado como sendo "Inaceitável". No Exemplo Comparativo 42, a temperatura de revenimento excede 300°C, de forma que a tenacidade é baixa e é determinada como sendo "Inaceitável". No Exemplo Comparativo 43, a temperatura de revenimento é maior que no Exemplo Comparativo 42, de forma que a resistência é baixa e é determinada como sendo "Inaceitável". No Exemplo Comparativo 44, a redução de laminação cumulativa é alta na faixa de temperaturas de igual a ou menor que 930°C e igual a ou maior que 860°C, de forma que o refino do grão da austenita pe insuficiente. Portanto, a resistência à fratura retardada do Exemplo Comparativo 44 é determinada como sendo "Inaceitável". No Exemplo Comparativo 45, a temperatura de término da laminação é baixa, de forma que o refino de grão de austenita é insuficiente. Portanto, a resistência à fratura retardada do Exemplo Comparativo 45 é determinada como sendo "Inaceitável". No Exemplo Comparativo 46, a temperatura de término do resfriamento acelerado é alta, de forma que a capacidade de endurecimento é insuficiente, e a fração de estrutura martensita de 90% ou maior não pode ser obtida. Portanto, a resistência à tração do Exemplo Comparativo 46 é baixa e é determinada como sendo "Inaceitável". Em adição, no Exemplo Comparativo 46, após a chapa de aço ser submetida ao resfriamento acelerado até 300°C, a chapa de aço foi submetida ao resfriamento a ar até 200°C e então revenida até 250°C.

[0087] É possível fornecer uma chapa de aço de alta resistência que tenha excelente resistência à fratura retardada, capacidade de trabalho no dobramento, e capacidade de soldagem e um método para sua produção.

[0088] Embora configurações preferidas da presente invenção tenham sido descritas e ilustradas acima, deve ser entendido que esses são exemplos da invenção e não devem ser considerados como limitadores da mesma. Adições, omissões, substituições, e outras modificações podem ser feitas sem sair do escopo da presente invenção. Consequentemente, a invenção não deve ser considerada como sendo limitada pela descrição precedente, e é apenas limitada pelo escopo das reivindicações anexas.

REIVINDICAÇÕES

Claims

1. Chapa de aço de alta resistência constituída pela seguinte composição: 0,18 a 0,23% em massa de C; 0,1 a 0,5% em massa de Si; 1,0 a 2,0% em massa de Mn; 0,020% em massa ou menos de P; 0,010% em massa ou menos de S; 0,5 a 3,0% em massa de Ni; 0,003 a 0,10% em massa de Nb; 0,05 a 0,15% em massa de Al; 0,0003 a 0,0030% em massa de B; 0,006% em massa ou menos de N; opcionalmente um ou mais elementos selecionados do grupo consistindo em: 0,5% em massa ou menos de Cu, 1,5% em massa ou menos de Cr, 0,5% em massa ou menos de Mo, e 0,10% em massa ou menos de V, e um saldo composto de Fe e as inevitáveis impurezas, onde o índice de sensibilidade à fratura na solda Pcm da chapa de aço de alta resistência é calculado por Pcm=[C]+[Si]/30+[Mn]/20+[Cu]/20+[Ni]/60+[Cr]/20+[Mo]/15+ [V]/10+5[B], e é 0,36% em massa ou menos, onde [C], [Si], [Mn], [Cu], [Ni], [Cr], [Mo], [V], e [B] são as concentrações (% em massa) de C, Si, Mn, Cu, Ni, Cr, Mo, V, e B, respectivamente, e a temperatura crítica de transformação Ac3 é igual a ou menor que 830°C, caracterizada pelo fato de que o valor percentual da estrutura martensita é igual a ou maior que 90%, o limite de escoamento é igual a ou maior que 1300 MPa, e a resistência à tração é igual a ou maior que 1400 MPa e igual a ou menor que 1650 MPa, o número de tamanho de grão da austenita prévio Νγ é calculado por Ny=-3+log2m usando um número médio m de grãos de cristal por 1 mm2 em uma seção transversal de uma peça de amostra da chapa de aço de alta resistência, e se a resistência à tração for menor que 1550 MPa, o número do tamanho de grão da austenita prévio Νγ satisfaz as fórmulas Νγ ^[TS]-1400)xO,004+8,0 e Νγ 41,0, e se a resistência à tração for igual a ou maior que 1550 MPa, o número do tamanho de grão da austenita prévio Νγ satisfaz as fórmulas Ny a{[TS]-155ü)x 0,008+8,6 e Νγ ^1,0, onde [TS] {MPa) é a resistência à tração.

2, Chapa de aço de alta resistência de acordo com a reivindicação 1, caracterizada pelo fato de que a composição compreende um ou mais elementos selecionados do grupo consistindo de: 0,05 a 0,5% em massa de Cu; 0,05 a 1,5% em massa de Cr; 0,03 a 0,5% em massa de Mo; e 0,01 a 0,10% em massa de V,

3. Chapa de aço de alta resistência de acordo com a reivindicação 1 ou 2, caracterizada pelo fato de que a espessura da chapa de aço de aita resistência é igual a ou maior que 4,5 mm e igual a ou menor que 25 mm.