BRPI0911458B1 - Chapa de aço de alta resistencia e chapa de aço galvanizado que possuem um equilíbrio muito bom entre expansibilidade de orifício e flexibilidade e também excelente resistência á fadiga e métodos de produção das chapas de aço - Google Patents

Description

(54) Título: CHAPA DE AÇO DE ALTA RESISTÊNCIA E CHAPA DE AÇO GALVANIZADO QUE POSSUEM UM EQUILÍBRIO MUITO BOM ENTRE EXPANSIBILIDADE DE ORIFÍCIO E FLEXIBILIDADE E TAMBÉM EXCELENTE RESISTÊNCIA Á FADIGA E MÉTODOS DE PRODUÇÃO DAS CHAPAS DE AÇO (51) lnt.CI.: C22C 38/00; C21D 9/46; C22C 38/06; C22C 38/58; C23C 2/06; C23C 2/28 (30) Prioridade Unionista: 10/04/2008 JP 2008-102851 (73) Titular(es): NIPPON STEEL & SUMITOMO METAL CORPORATION (72) Inventor(es): MASAFUMI AZUMA; NORIYUKI SUZUKI; NAOKI MARUYAMA; NAOKI YOSHINAGA; AKINOBU MURASATO (85) Data do Início da Fase Nacional: 08/10/2010

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Relatório Descritivo da Patente de Invenção para CHAPA DE AÇO DE ALTA RESISTÊNCIA E CHAPA DE AÇO GALVANIZADO QUE POSSUEM UM EQUILÍBRIO MUITO BOM ENTRE EXPANSIBILIDADE DE ORIFÍCIO E FLEXIBILIDADE E TAMBÉM EXCELENTE RESISTÊNCIA À FADIGA E MÉTODOS DE PRODUÇÃO DAS CHAPAS DE AÇO.

CAMPO DA INVENÇÃO [001] Essa invenção refere-se a chapas de aço adequadas para aplicação em automóveis, materiais de construção, aplicações domésticas e similares, especificamente a chapa de aço de alta resistência e chapa de aço galvanizado que têm excelente expansibilidade de orifício, flexibilidade e outras propriedades de praticabilidade e também excelente resistência à fadiga e a métodos de produção de chapas de aço.

DESCRIÇÃO DA TÉCNICA RELACIONADA [002] Em anos recentes, tornou-se a prática no setor automotivo utilizar chapa de aço de alta resistência com o propósito de estabelecer a potencial proteção do passageiro durante uma colisão e o propósito de reduzir o peso a fim de aperfeiçoar a eficiência do combustível. [003] O aumento da conscientização sobre segurança e regulamentações legais rígidas aumentaram a necessidade de garantir a segurança em caso de impacto. Como resultado, surgiu uma necessidade de aplicar a chapa de aço de alta resistência até para componentes modelados de forma complicada, para os quais apenas a chapa de aço de baixa resistência tinha sido usada no passado.

[004] Entretanto, a conformabilidade do aço diminui com o aumento da resistência do aço, tal que quando uma chapa de aço de alta resistência deve ser usada para componentes modelados de forma complicada, torna-se necessário produzir um aço que satisfaça os requisitos de conformabilidade e resistência.

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2/71 [005] Na utilização de chapa de aço de alta resistência para componentes com moldagem complicada, tais como componentes automotivos, as propriedades de conformabilidade que devem ser fornecidas simultaneamente incluem várias propriedades diferentes tais como flexibilidade, conformabilidade de curvagem de bordas e expansibilidade de orifício.

[006] Além disso, os componentes automotivos também requerem excelente resistência à fadiga por que eles são submetidos à carga repetida durante a condução.

[007] A flexibilidade e a conformabilidade de estiramento, que são importantes como propriedades de conformabilidade de chapa de aço fina, e o índice de endurecimento (valor de n) são conhecidos como estando correlacionados. Sabe-se que uma chapa de aço que possui um alto valor de n é uma chapa de aço de excelente conformabilidade.

[008] Chapas de aço excelentes em flexibilidade e/ou conformabilidade de estiramento incluem, por exemplo, a chapa de aço DP (Dual Phase) que tem uma estrutura de chapa de aço composta por ferrita e martensita, e a chapa de aço TRIP (Transformation Induced Plasticity), cuja estrutura de chapa de aço inclui austenita retida (vide, por exemplo, Documento de Patente 1 e 2).

[009] Por outro lado, como chapas de aço excelentes na expansibilidade de orifício, existem chapas de aço conhecidas cuja estrutura é uma fase única com ferrita endurecida por precipitação e chapa de aço que possui uma estrutura de fase única com bainita (vide, por exemplo, Documentos de Patente 3, 4, 5 e 6 e o documento nãopatentário 1).

[0010] A chapa de aço DP tem ferrita altamente flexível como sua fase principal e alcança excelente flexibilidade pela martensita dispersa, uma estrutura rígida, na estrutura da chapa de aço. Além disso, a

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3/71 chapa de aço DP também tem um valor de n alto por que a ferrita macia se deforma prontamente e deslocamentos abundantes são introduzidos no momento da deformação.

[0011] Entretanto, quando uma estrutura de chapa de aço composta por ferrita macia e martensita rígida é adotada, a diferença na deformabilidade entre as duas estruturas induz a formação de microcavidades microvoids diminutos na interface entre as duas estruturas quando um esforço acentuado está envolvido como no caso da expansão de orifício, tal que há um problema de degradação acentuada da expansibilidade de orifício.

[0012] Particularmente, em uma chapa de aço DP com uma resistência à tração de 540 MPa ou mais, a fração de volume da martensita na chapa de aço torna-se relativamente alta e, portanto, como várias interfaces entre a ferrita e a martensita estão presentes, as microcavidades formados nas interfaces rapidamente se interconectam, levando a formação de fissuras e fraturas.

[0013] Por tal razão, a expansibilidade de orifício de uma chapa de aço DP é sabida ser inferior (vide, por exemplo, Documento nãopatentário 2).

[0014] É sabido que em um aço DP as fissuras formadas durante a deformação repetida aperfeiçoam a resistência à fadiga (supressão da propagação de fissura) pelo contorno de estruturas rígidas. Isso é atribuível ao fato de que a martensita e a bainita são mais rígidas do que a ferrita e como as fissuras por fadiga não podem se propagar através delas, as fissuras por fadiga se propagam sobre o lado da ferrita ou pela interface entre as estruturas de ferrita e as estruturas rígidas, contornado dessa maneira as estruturas rígidas.

[0015] No aço DP, as estruturas rígidas não se deformam rapidamente, tal que o movimento de deslocamento e a alteração nas irregularidades da superfície produzidos pela deformação repetida são origiPetição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 8/84

4/71 nados pelo movimento de deslocamento sobre o lado da ferrita. Como resultado, é importante como um aperfeiçoamento adicional da resistência à fadiga do aço DP, inibir a formação de fissuras de fadiga na ferrita. Entretanto, a ferrita é maleável tal que a dificuldade de inibir a formação de fissura na ferrita representa um problema. Portanto, o aperfeiçoamento adicional da resistência à fadiga do aço DP ainda enfrenta um desafio.

[0016] Similarmente, a chapa de aço TRIP, que tem uma estrutura composta por ferrita e austenita retida, também tem pouca expansibilidade de orifício. Isso é por que os processos que formam componentes automotivos, isto é, a expansão de orifício e a curvagem de bordas, são processos de usinagem conduzidos depois de perfuração ou corte mecânico.

[0017] A austenita retida contida na chapa de aço TRIP se transforma em martensita quando trabalhada. No caso de estiramento dúctil e conformação de estiramento, por exemplo, a transformação da austenita retida em martensita transmite alta resistência à região trabalhada, inibindo dessa maneira a concentração de deformação, tal que pode ser realizada alta conformabilidade.

[0018] Entretanto, uma vez que a perfuração, corte ou semelhantes tenham sido realizados, a austenita retida na estrutura da chapa de aço se transforma em martensita devido ao trabalho transmitido na vizinhança da superfície de corte. Como resultado, a estrutura torna-se semelhante àquela da chapa de aço DP, tal que a expansibilidade de orifício e a conformabilidade de curvagem de bordas tornam-se inferiores. Além disso, foi relatado que já que a perfuração é, por si mesma, um processo que envolve grande deformação, a expansibilidade de orifício é degradada pelas microcavidades que depois da perfuração tornam-se presentes nas interfaces entre as estruturas de ferrita e as estruturas rígidas (aqui significando a martensita transformada a partir

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5/71 da austenita retida).

[0019] A chapa de aço na qual estruturas de cementita ou perlita estão presentes nos limites da estrutura também é inferior em expansibilidade de orifício. Isso é por que os limites entre as estruturas de ferrita e as estruturas de cementita tornam-se pontos de partida para a formação de vácuo void diminuto.

[0020] Além disso, devido as suas estruturas rígidas, a chapa de aço TRIP e a chapa de aço que possui estrutura de cementita ou perlita nos limites da estrutura são similares ao aço DP com relação à resistência à fadiga.

[0021] A vista dessas circunstancias, como indicado nos Documentos de Patente 3 a 5 e no Documento não-patentário 1, foram desenvolvidas chapas de aço laminadas a quente de alta resistência providas com excelente expansibilidade de orifício pela definição da fase principal da chapa de aço como uma estrutura de fase única de bainita ou de ferrita endurecida pela precipitação e inibição da formação da fase de cementita nos limites da estrutura pela adição de uma grande quantidade de Ti ou de outro elemento que forma liga de carbono para converter o C contido no aço em liga de carbono.

[0022] Entretanto, quando a chapa de aço é fornecida como uma estrutura de fase única de bainita, a produtividade da chapa de aço é pequena, devido ao fato de que a estrutura de fase única de bainita torna necessário, na produção da chapa de aço laminada a frio, aquecer uma vez em uma alta temperatura na qual a estrutura torna-se uma fase única de austenita. Além disso, devido ao fato de que a estrutura de bainita contém vários deslocamentos, o manuseio é deficiente tal que há uma desvantagem já que a aplicação a componentes que requerem flexibilidade e elasticidade é difícil.

[0023] Além disso, a chapa de aço fornecida como uma estrutura de fase única de ferrita endurecida pela precipitação utiliza o endurePetição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 10/84

6/71 cimento pela precipitação de carbonetos de Ti, Nb, Mo e similares, para transmitir alta resistência à chapa de aço e inibir a formação posterior de cementita e similares, tornando possível dessa maneira se obter alta resistência a 780 MPa ou mais e excelente expansibilidade de orifício. Entretanto, há uma desvantagem já que o endurecimento por precipitação é difícil de utilizar na chapa de aço laminada a frio que passa por laminação a frio e têmpera.

[0024] Mais especificamente, o endurecimento por precipitação é obtido pela precipitação coerente de Nb, Ti ou outras ligas de carbono na ferrita e já que na chapa de aço laminada a frio a ferrita é trabalhada e recristalizada durante a têmpera subsequente, a orientação relativa para os precipitados de Nb ou Ti, que foram coerentemente precipitados no estágio de laminação a quente é perdida. Como resultado, torna-se difícil obter resistência devido ao grande declínio no efeito de fortalecimento.

[0025] Também é sabido que o Nb ou Ti adicionados a um aço endurecido por precipitação retardam acentuadamente a recristalização, tal que a têmpera em altas temperaturas torna-se necessário para garantira a excelente flexibilidade, degradando portanto a produtividade. Adicionalmente, mesmo que a flexibilidade no mesmo nível daquela da chapa de aço laminada a quente possa ser obtida na chapa de aço laminada a frio, sua flexibilidade e conformabilidade de estiramento são inferiores àquelas de uma chapa de aço DP, tal que a aplicação a regiões que requerem grande elasticidade é impossível, ao mesmo tempo também que surge um problema de aumento de custos devido à necessidade de adicionar uma grande quantidade de Nb, Ti ou outros elementos que formam ligas de carbono dispendiosas.

[0026] Embora inferior àquela em aço DP, há alguns graus de efeito de aperfeiçoamento de resistência a fadiga em um aço endurecido por precipitação. Isso é por que o precipitado impede o movimento de

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7/71 deslocamento, suprimindo portanto a formação de irregularidades sobre a superfície que causam fissuras por fadiga e, dessa maneira, a formação de fissuras sobre a superfície é inibida.

[0027] Entretanto, em um aço endurecido por precipitação, uma vez que as irregularidades se formam sobre a superfície, ocorre uma grande quantidade de tensão nos locais das irregularidades, tal que a propagação das fissuras não pode ser inibida. O aperfeiçoamento da resistência à fadiga pelo endurecimento por precipitação tem, portanto, os seus limites.

[0028] Como chapas de aço que pretendem ultrapassar essas desvantagens e garantir flexibilidade e expansibilidade de orifício, existem as chapas de aço conhecidas preparadas, inter alia, pelos Documentos de Patente 6 e 7.

[0029] Essas são orientadas para a criação de uma vez de uma estrutura de compósito de ferrita e martensita na chapa de aço e depois flexibilizar pela têmpera a martensita, realizando simultaneamente dessa maneira um aperfeiçoamento no equilíbrio entre a tensão obtida pelo fortalecimento da estrutura e a flexibilidade e um aperfeiçoamento na expansibilidade do orifício.

[0030] Entretanto, a degradação da expansibilidade do orifício não pode ser evitada por que mesmo que a estrutura rígida seja amolecida pela têmpera da martensita, a martensita ainda permanece rígida. Adicionalmente, o amolecimento da martensita reduz a tensão, tornando necessário aumentar a fração de volume da martensita a fim de contrabalançar a diminuição de tensão, tal que haverá o problema do aumento na fração do volume da estrutura rígida dando surgimento a degradação da expansibilidade de orifício. Outro problema é que as propriedades do aço tendem a carecer de uniformidade por que a flutuação da temperatura do ponto final de resfriamento torna a fração de volume da martensita irregular.

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8/71 [0031] Como um caminho para solucionar esses problemas ou de garantir uma fração de volume de martensita adequada, uma quantidade adequada de fração de volume de martensita é garantida, às vezes, pelo uso de um tanque de água ou similar para resfriamento para a temperatura ambiente, mas quando o resfriamento é conduzido usando água ou similares, defeitos na chapa, tais como deformação da chapa de aço e encurvamento depois do corte tendem a ocorrer. [0032] A causa desses defeitos na chapa não é simplesmente a deformação da chapa e em alguns casos a causa é a tensão residual atribuível a temperatura irregular durante o resfriamento, tal que mesmo quando a forma da chapa é boa, os defeitos da chapa como a deformação e o encurvamento depois do corte surgem às vezes. Também há a questão de fortalecimento em um processo de processamento posterior ser difícil. Portanto, existem problemas não apenas do ponto de garantir a qualidade do aço, mas também do ponto de vista de facilidade de uso.

[0033] Portanto, as estruturas de chapa de aço necessárias para se obter flexibilidade, conformabilidade de rebordagem e expansibilidade de orifício diferem acentuadamente, tal que é muito difícil fornecer uma chapa de aço que possua essas propriedades simultaneamente. Também há o problema com relação ao aperfeiçoamento posterior de durabilidade contra a fadiga.

DOCUMENTOS DA TÉCNICA ANTERIOR

Documentos de Patente Documento de Patente 1 Documento de Patente 2 Documento de Patente 3 Documento de Patente 4 Documento de Patente 5 Documento de Patente 6 Documento de Patente 7

Documentos de Não Patente

Publicação de Publicação de Publicação de Publicação de Publicação de Publicação de Publicação de

Patente Japonesa Patente Japonesa Patente Japonesa Patente Japonesa Patente Japonesa Patente Japonesa Patente Japonesa (A) N° S53-22812 (A) N° H1-230715 (A) N° 2003-321733 (A) N° 2004-256906 (A) N° H11-279691 (A) N° S63-293121 (A) N° S57-137453

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Documento não-patentário 1 Documento não-patentário 2

CAMP-ISIJ vol. 13 (2000), p. 411 CAMP-ISIJ vol. 13 (2000), p. 391

SUMÁRIO DA INVENÇÃO

PROBLEMA A SER SOLUCIONADO PELA INVENÇÃO [0034] Como exposto anteriormente, a fim de aumentar a flexibilidade, é desejável dar à chapa de aço uma estrutura de compósito composta por uma estrutura flexível e uma estrutura rígida e, para aumentar a expansibilidade de orifício, é desejável estabelecer uma estrutura uniforme que tenha pouca diferença de rigidez entre as estruturas.

[0035] Portanto, as estruturas necessárias para o estabelecimento das propriedades de flexibilidade e expansibilidade de orifício são diferentes e, portanto tem sido considerado difícil fornecer uma chapa de aço que exiba ambas as propriedades. Além disso, têm sido feitas tentativas para aperfeiçoar mais a resistência à fadiga.

[0036] A presente invenção foi realizada considerando essas circunstancias e fornece uma chapa de aço que mostra flexibilidade excelente no mesmo nível que o aço DP e excelente expansibilidade de orifício no mesmo nível que a apresentada por uma chapa de aço de estrutura única, enquanto que também mostra alta resistência e que, adicionalmente, é aperfeiçoada na resistência a fadiga e também fornece um método de produção de chapa de aço.

MEIOS PARA SOLUCIONAR O PROBLEMA [0037] Os aspectos que caracterizam a presente invenção são os seguintes.

(1) Essa invenção fornece uma chapa de aço com alta resistência, que possui um equilíbrio muito bom entre a expansibilidade de orifício e flexibilidade e também excelente resistência a fadiga, caracterizada por compreender em % em massa: C: 0,05 a 0,20%, Si: 0,3 a 2,0%, Mn: 1,3 a 2,6%, P: 0,001 a 0,03%, S: 0,0001 a 0,01%, Al: 2,0% ou menos, N: 0,0005 a 0,0100%, O: 0,0005 a 0,007%, e um rePetição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 14/84

10/71 síduo de ferro e impurezas inevitáveis; e que possui uma estrutura de chapa de aço composta principalmente por ferrita e uma estrutura rígida, uma diferença de orientação de cristal entre a ferrita adjacente à estrutura rígida e a estrutura rígida de menos do que 9° e uma resistência à tração de 540 MPa ou mais.

(2) Essa invenção é caracterizada por compreender ainda, em % em massa, B: 0,0001 ou menos do que 0,010%.

(3) Essa invenção é caracterizada por compreender ainda, em % em massa, um, dois ou mais de Cr: 0,01 a 1,0%, Ni: 0,01 a 1,0%, Cu: 0,01 a 1,0% e Mo: 0,01 a 1,0%.

(4) Essa invenção é caracterizada por compreender ainda, em % em massa, um, dois ou mais de Nb, Ti e V em um total de 0,001 a 0,14%.

(5) Essa invenção é caracterizada por compreender ainda, em % em massa, um, dois ou mais de Ca, Ce, Mg e REM em um total de 0,0001 a 0,5%.

(6) Essa invenção é caracterizada pelo fato de que uma superfície de uma placa de aço de acordo com qualquer um de (1) a (5) tem uma galvanização baseada em zinco.

(7) Essa invenção fornece um método de produção de chapa de aço de alta resistência que tem um equilíbrio muito bom entre a expansibilidade de orifício e a flexibilidade e também excelente resistência a fadiga, caracterizado pelo aquecimento de uma placa fundida que tem uma composição química de acordo com qualquer um de (1) a (5) diretamente ou depois de resfriada uma vez, a 1.050° ou mais; laminação a quente complementar no ponto de transformação Ar3 ou acima; bobinamento em uma faixa de temperatura de 400 a 670°C; decapagem seguida por redução por laminação a frio de 40 a 70%; durante a passagem por uma linha de têmpera contínua, aquecer em uma taxa de aquecimento (HR1) de 2,5 a 15°C/seg entre 200 a 600°C

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11/71 e uma taxa de aquecimento (HR2) de (0,6 x HR1)°C/seg ou menos entre 600°C e a temperatura de aquecimento máximo; temperar com a temperatura de aquecimento máximo ajustada a 760°C até o ponto de transformação Ac3, resfriando entre 630°C e 570°C em uma taxa de resfriamento média de 3°C/seg ou mais; e manter em uma faixa de temperatura de 450°C a 300°C por 30 seg ou mais.

(8) Essa invenção fornece um método de produção de uma chapa de aço galvanizado laminada a quente de alta resistência que possui um equilíbrio muito bom entre a expansibilidade de orifício e a flexibilidade e também excelente resistência a fadiga, caracterizado pelo aquecimento de uma placa fundida que tem uma composição química de acordo com qualquer um de (1) a (5), diretamente ou depois de resfriada uma vez, a 1.050° ou mais; laminação a quente complementar no ponto de transformação Ar3 ou acima; bobinamento em uma faixa de temperatura de 400 a 670°C; decapagem seguida por redução por laminação a frio de 40 a 70%; durante a passagem através de uma linha de galvanização por imersão a quente contínua, aquecer em uma taxa de aquecimento (HR1) de 2,5 a 15°C/seg entre 200 a 600°C e uma taxa de aquecimento (HR2) de (0,6 x HR1)°C/seg ou menos entre 600°C e a temperatura de aquecimento máximo; temperar com a temperatura de aquecimento máximo ajustada a 760°C até o ponto de transformação Ac3, resfriando entre 630°C e 570°C em uma taxa de resfriamento média de 3°C/seg ou mais para uma temperatura de (temperatura do banho de galvanização -40)°C até (temperatura do banho de galvanização +50)°C; e manter em uma faixa de temperatura de (temperatura do banho de galvanização +50)°C a 300°C por 30 seg ou mais, tanto antes ou depois quanto antes e depois da imersão no banho de galvanização.

(9) Essa invenção fornece um método de produção de uma chapa de aço galvanizada laminada a quente com liga de alta resisPetição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 16/84

12/71 tência que possui um equilíbrio muito bom entre a expansibilidade de orifício e a flexibilidade e também excelente resistência a fadiga, caracterizado pelo aquecimento de uma placa fundida que tem uma composição química de acordo com qualquer um de (1) a (5), diretamente ou depois de resfriada uma vez, a 1.050° ou mais; laminação a quente complementar no ponto de transformação Ar3 ou acima; bobinamento em uma faixa de temperatura de 400 a 670°C; decapagem seguida por redução por laminação a frio de 40 a 70%; durante a passagem através de uma linha de galvanização por imersão a quente contínua, aquecer em uma taxa de aquecimento (HR1) de 2,5 a 15°C/seg entre 200 a 600°C e uma taxa de aquecimento (HR2) de (0,6 x HR1)°C/seg ou menos entre 600°C e a temperatura de aquecimento máximo; temperar com a temperatura de aquecimento máximo ajustada a 760°C até o ponto de transformação Ac3, resfriando entre 630°C e 570°C em uma taxa de resfriamento média de 3°C/seg ou mais para uma temperatura de (temperatura do banho de galvanização -40)°C até (temperatura do banho de galvanização +50)°C; realizar o tratamento de ligação em uma temperatura de 460 a 540°C como necessário e manter em uma faixa de temperatura de (temperatura do banho de galvanização +50)°C a 300°C por 30 seg ou mais, antes ou depois da imersão no banho de galvanização ou depois do tratamento de ligação ou no final.

(10) Essa invenção fornece um método de produção de uma chapa de aço eletro-galvanizada de alta resistência, que possui um equilíbrio muito bom entre a expansibilidade de orifício e a flexibilidade e também excelente resistência a fadiga, caracterizado pela eletro-galvanização de uma chapa de aço produzida de acordo com o método de (7).

EFEITO DA INVENÇÃO [0038] A presente invenção controla a composição da chapa de

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13/71 aço e as condições de têmpera para possibilitar o fornecimento confiável de chapa de aço com alta resistência e chapa de aço galvanizado com alta resistência que são compostas principal mente por ferrita e uma estrutura rígida, que têm uma orientação de cristal diferente entre a ferrita adjacente e a estrutura rígida de 9° e, portanto possuem excelente flexibilidade e excelente expansibilidade de orifício, assim como excelente resistência à fadiga.

BREVE DESCRIÇÃO DAS FIGURAS [0039] A figura 1 é um conjunto de diagramas que ilustram esquematicamente a transformação de fase quando as chapas são aquecidas para a temperatura Ac1 ou mais depois do trabalho a frio, em que (i) indica o caso da presente invenção e (ii) indica o caso da técnica anterior.

[0040] A figura 2 é um conjunto de exemplos de imagens pelo mapeamento FESEM-EBSP Image Quality (IQ) obtidas de chapas de aço depois da têmpera, em que (i) indica o caso da presente invenção e (ii) indica o caso da técnica anterior.

DESCRIÇÃO DETALHADA DA INVENÇÃO [0041] A presente invenção é explicada em detalhes a seguir. [0042] Os inventores realizaram um estudo com o propósito de possibilitar o estabelecimento de ambas excelente flexibilidade e excelente expansibilidade de orifício em uma chapa de aço de alta resistência, que possui uma resistência máxima a tração de 540 MPa ou mais, mesmo quando a chapa de aço é fornecida com uma estrutura de ferrita e uma estrutura rígida.

[0043] Como resultado, eles descobriram que fazendo a proporção de estruturas rígidas, cuja diferença de orientação de cristal em relação a algumas estruturas de ferrita adjacentes às estruturas rígidas está dentro de 9°, igual a 50% ou mais do volume da fração da estrutura rígida total, isto é, pelo estabelecimento de uma estrutura rígida, cuPetição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 18/84

14/71 jas estruturas têm uma diferença de orientação de cristal com relação a algumas estruturas adjacentes de ferrita de menos do que 9° como a estrutura principal, é possível garantir excelente expansibilidade de orifício enquanto também se assegura a excelente flexibilidade que caracteriza uma chapa de aço com estrutura de compósito. Eles descobriram, posteriormente, que as chapas de aço assim constituídas também têm excelente resistência à fadiga.

[0044] As razões para a definição da estrutura do aço serão explicadas primeiro.

[0045] A ferrita, que é uma estrutura flexível, geralmente difere na deformabilidade das estruturas rígidas como a bainita e a martensita. Em uma chapa de aço composta de ferrita e estruturas rígidas, a ferrita flexível se deforma facilmente, mas a bainita ou a martensita rígidas não se deformam facilmente. Como resultado, quando tal chapa de aço é submetida a uma deformação acentuada como na expansão de um orifício ou na curvagem de bordas, a deformação se concentra na interface entre as estruturas rígida e flexível, levando a formação de microcavidade, fissuras, propagação de fissura e fratura. Portanto, tais chapas de aço têm sido consideradas incapazes de atingir a excelente flexibilidade e a excelente expansibilidade de orifício.

[0046] Além disso, com relação à resistência à fadiga, outro problema é que a fissura por fadiga é difícil de controlar por que as fissuras se propagam sobre o lado da ferrita ou ao longo da interface entre as estruturas de ferrita e as estruturas rígidas.

[0047] Entretanto, a pesquisa posterior realizada pelos inventores revelou que até as estruturas rígidas podem se deformar desde que sua diferença de orientação em relação à estrutura de ferrita adjacente seja pequena. Além disso, os inventores descobriram que quando as estruturas rígidas que têm uma orientação de cristal similar a da ferrita são induzidas a estarem adjacentes à ferrita (estruturas rígidas com

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15/71 diferença de orientação de cristal pequena são induzidas a estarem adjacentes entre as estruturas de ferrita e estruturas rígidas que têm orientações de cristal aleatórias), a expansibilidade de orifício não é degradada mesmo quando as estruturas rígidas que diferem na orientação do cristal estão presentes.

[0048] Isso é pensado ser atribuível ao fato de que as estruturas do cristal de ferrita e das estruturas rígidas são similares. Especificamente, é pensado que como as duas estruturas são similares na estrutura cristalina, seus sistemas de deslocamento por escorregamento durante a deformação também são similares. Adicionalmente, acredita-se que quando a diferença de orientação do cristal entre as duas é pequena, uma deformação similar àquela que ocorre na ferrita também ocorre nas estruturas rígidas.

[0049] A partir disso, pode ser concluído que pelo controle da orientação cristalina das estruturas rígidas adjacentes às estruturas de ferrita, a fração de volume dos deslocamentos e formação de microcavidade nas interfaces podem ser controladas para aperfeiçoar a expansibilidade de orifício.

[0050] Também é pensado que mesmo quando as estruturas rígidas que diferem da ferrita na orientação do cristal estão presentes, a diferença na deformabilidade é pequena por que as estruturas rígidas que têm orientação cristalina similar a da ferrita estão presentes nas adjacências e ambas são estruturas rígidas e que a tensão alta é transmitida, portanto, sem degradar a expansibilidade do orifício.

[0051] Além disso, é considerado que sob uma deformação acentuada como a expansão de orifício, a deformação até de estruturas rígidas é possível por que a ferrita também é consideravelmente rígida devido à têmpera, tal que a diferença na deformabilidade entre ela e as estruturas rígidas é pequena.

[0052] Por outro lado, no início da deformação, a ferrita está em

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16/71 uma condição facilmente deformável por que ela ainda não experimentou muito trabalho e ainda é flexível. Isso é pensado ser por que a redução da diferença de orientação entre as estruturas rígidas e a ferrita adjacente torna possível estabelecer simultaneamente a flexibilidade e a expansibilidade de orifício similares àquelas de uma chapa de aço com estrutura de compósito.

[0053] Adicionalmente, reduzir a diferença entre a orientação cristalina das estruturas rígidas e a orientação cristalina das estruturas de ferrita adjacentes torna a deformação das estruturas rígidas possível durante a deformação repetida. É considerado que, como resultado, as estruturas rígidas também são deformadas durante a deformação repetida, tal que o comportamento exatamente igual àquele quando a ferrita é tracionada é exibido, inibindo dessa maneira a formação de fissuras por fadiga. Ao mesmo tempo, as estruturas rígidas ainda permanecem rígidas, tal que um efeito de resistência a propagação das fissuras já formadas também é observado. Esses fatores são considerados responsáveis pelo aperfeiçoamento também da resistência à fadiga do aço.

[0054] Esses efeitos são pronunciados quando a fração de volume das estruturas rígidas (particularmente a bainita), cuja diferença na orientação cristalina está dentro de 9°, é responsável por 50% ou mais da fração de volume total da estrutura rígida.

[0055] Se o ângulo excede 9°, a deformabilidade é deficiente mesmo sob deformação acentuada, tal que a concentração de distorção e formação de microvoid nas interfaces de ferrita-estrutura rígida é promovida e a expansibilidade do orifício é acentuadamente degradada. A diferença na orientação do cristal deve ser, portanto, de 9° ou menos.

[0056] Nem toda a ferrita adjacente a estrutura rígida é necessário ser ferrita que satisfaça o relacionamento de orientação de cristal de

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17/71 uma diferença de orientação de cristal de 9° ou menos. É suficiente satisfazer um relacionamento de orientação cristalina em que a diferença de orientação cristalina entre as estruturas rígidas e alguma ferrita adjacente seja menor do 9°. Embora seja desejável que a diferença de orientação de cristal entre as estruturas rígidas e todas as estruturas de ferrita adjacentes seja menor do que 9°, isso é muito difícil tecnicamente, por que requer que toda a ferrita seja fornecida na mesma orientação.

[0057] Mesmo se a diferença de orientação cristalina for grande em relação a uma estrutura de ferrita adjacente, a deformação da ferrita que tem a mesma orientação torna possível minimizar a concentração de distorção na interface com a estrutura rígida. Adicionalmente, as estruturas rígidas formadas geralmente possuem orientação cristalina similar a da ferrita a qual a maioria das interfaces são adjacentes. [0058] Os inventores acreditam que isso é por que o aperfeiçoamento da expansibilidade de orifício foi obtido devido à supressão da formação de microcavidade, mesmo que nem toda a ferrita adjacente e as estruturas rígidas tenham o relacionamento de orientação acima mencionado.

[0059] A fração de volume das estruturas rígidas adjacentes a ferrita, cuja diferença de orientação cristalina em relação às estruturas rígidas é menor do que 9°, é desejavelmente composta por 50% ou mais de todas as estruturas rígidas. Isso por que, em uma fração de volume menor do que 50%, o efeito de supressão da formação de microcavidade na expansibilidade de orifício é pequeno.

[0060] Por outro lado, no caso onde 50% ou mais da fração de volume total da estrutura rígida tem o relacionamento de orientação cristalina especificado com a ferrita (diferença de orientação cristalina dentro de 9°), então mesmo que as estruturas rígidas que não tenham o relacionamento de orientação cristalina especificado estejam presenPetição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 22/84

18/71 tes, essas estruturas rígidas são circundadas por estruturas rígidas que possuem o relacionamento de orientação cristalina, tal que o seu percentual que possui interfaces em contato com a ferrita torna-se pequeno e, portanto, como elas não se transformam em concentração de deformação ou sítios de formação de microcavidade com rapidez, a expansibilidade de orifício é aperfeiçoada.

[0061] Nessa invenção, a chapa de aço é fornecida com a estrutura de compósito de ferrita e estruturas rígidas acima mencionada. Por estruturas rígidas como denominadas aqui, entende-se bainita, martensita e austenita retida. Como a ferrita, a bainita tem uma estrutura bcc. Em alguns casos, é uma estrutura que contém cementita ou austenita retida dentro ou entre a ferrita bainítica similar a uma lamina ou similar a um bloco que constitui a estrutura de bainita. Como a bainita tem um diâmetro de partícula menor do que da ferrita e sua temperatura de transformação é baixa, ela contém vários deslocamentos e, portanto, é mais rígida do que a ferrita. Por outro lado, a martensita é muito rígida por que ela tem uma estrutura bct e contém muito C dentro. [0062] A fração de volume das estruturas rígidas é preferivelmente constituída por 5% ou mais. Isso por que uma resistência de 540 MPa ou mais é difícil de se estabelecer em uma fração de volume de estrutura rígida menor do que 5%. Mais preferivelmente, 50% ou mais da fração de volume total de bainita, martensita e austenita retida presentes na chapa de aço é constituída por uma estrutura de martensita. Isso por que a martensita é mais rígida do que a bainita, oferecendo portanto maior resistência em uma fração de volume menor.

[0063] Como resultado, a expansibilidade do orifício pode ser aperfeiçoada enquanto se mantém a flexibilidade no mesmo nível daquela de um aço DP convencional. Por outro lado, a expansibilidade do orifício excelente pode ser alcançada mesmo se toda a estrutura rígida for constituída por uma estrutura de bainita, mas quando uma

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19/71 resistência alta de 540 MPa ou mais for pedida, a fração de volume de bainita torna-se muito grande e a proporção de ferrita altamente flexível declina excessivamente, tal que a flexibilidade é acentuadamente degradada. A vista disso, 50% ou mais da fração de volume da estrutura rígida é preferivelmente de martensita.

[0064] Adicionalmente, a distribuição de estruturas rígidas que possuem uma diferença de orientação cristalina de 9° ou menos entre a ferrita e as estruturas rígidas que não possuem o relacionamento de orientação cristalina, aperfeiçoa o equilíbrio entre a expansibilidade do orifício e o alongamento. Isso por que o posicionamento adjacente de estruturas com deformabilidade quase igual inibe a concentração de deformação nas interfaces da estrutura, dessa maneira aperfeiçoando a expansibilidade do orifício.

[0065] Como outra estrutura rígida, a austenita retida pode ser incorporada. Pela transformação em martensita durante a deformação, a austenita retida endurece a região trabalhada para evitar a concentração de deformação. Como resultado, uma flexibilidade particularmente considerável pode ser obtida.

[0066] Embora o efeito da invenção no estabelecimento de flexibilidade e expansibilidade do orifício excelentes, assim como resistência a fadiga, possa ser alcançado sem especificar, particularmente, um limite superior de fração de volume de estrutura rígida, uma chapa de aço com flexibilidade e expansibilidade de orifício excelentes pode ser obtida com uma boa propriedade de curvagem de bordas na faixa de TS de 590 a 1.080 MPa, embora seja adicionalmente desejável para garantir a resistência à fadiga incorporar a ferrita em uma fração de volume maior do que 50%.

[0067] O propósito de fornecer uma chapa de aço com uma estrutura de compósito de ferrita e uma estrutura rígida é o de alcançar uma excelente flexibilidade. Como a ferrita oferece grande flexibilidade, ela

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20/71 é indispensável para a obtenção da flexibilidade excelente. Adicionalmente, pela dispersão de uma quantidade adequada de estrutura rígida, pode ser estabelecida uma grande resistência enquanto se mantém a flexibilidade excelente. A fim de assegurar a flexibilidade excelente, a fase principal da chapa de aço deve ser de ferrita.

[0068] Outras estruturas tais como a perlita e cementita também podem ser incorporadas à medida que elas não degradam a resistência, a expansibilidade do orifício e a flexibilidade.

[0069] As acima mencionadas ferrita, perlita, cementita, martensita, bainita, austenita e microestruturas residuais podem ser identificadas e suas localizações e frações de área determinadas pelo uso de uma solução Nital e o reagente prescrito pela Publicação de Patente Japonesa (A) N° S59-219473, para corroer uma seção transversal da chapa de aço retirada na direção da laminação ou uma seção transversal retirada perpendicularmente à direção da laminação e realizar a observação com um microscópio óptico a x1000 e quantificar com um rastreamento x1000 a x100.000 e microscópios com transmissão de elétron. As estruturas também podem ser discriminadas pela análise da orientação cristalina usando FESEM-EBSP (análise de orientação cristalina de alta resolução) ou pela medida da dureza de uma microregião pelo teste de Vickers ou similares.

[0070] Os relacionamentos de orientação cristalina podem ser determinados pela observação da estrutura interna usando um microscópio com transmissão de elétrons (TEM) e o mapeamento da orientação cristalina usando a técnica FESEM-EBSP. O mapeamento da orientação cristalina pela técnica FESEM-EBSP é particularmente eficaz por que ele permite uma medida simples de grandes campos.

[0071] Depois de fotografar usando uma SEM, os inventores usaram a técnica FESEM-EBSP para mapear um campo de 100 pm x 100 pm em etapas com tamanho de 0,2 pm. Entretanto, a discriminação

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21/71 entre bainita e martensita, que têm estruturas cristalinas similares, é difícil somente pela análise da orientação usando a técnica FESEMEBSP. Entretanto, a estrutura da martensita contém vários deslocamentos e pode, portanto, ser facilmente discriminada pela comparação com uma imagem de Image Quality.

[0072] Mais especificamente, como a martensita tem uma estrutura que contém vários deslocamentos, ela pode ser facilmente discriminada a partir do fato de que sua Image Quality é mais inferior do que aquelas da ferrita e da bainita. Assim, quando a discriminação da bainita e da martensita foi feita usando a técnica FESEM-EBSP, os inventores usaram ainda uma imagem Image Quality para a discriminação. As frações da área das respectivas estruturas podem ser determinadas pela observação de 10 ou mais campos de cada e aplicando o método de contagem de pontos ou a análise da imagem.

[0073] Na determinação das diferenças de orientação cristalina, o relacionamento entre as orientações cristalinas [1-1-1], que são as direções principais de escorregamento da fase principal da ferrita e das estruturas rígidas adjacentes foram medidas. Entretanto, mesmo quando as orientações [1-1-1] são iguais, a orientação pode estar girada entorno desse eixo. Assim, a diferença de orientação cristalina na orientação normal para o plano (110), que é o plano de escorregamento [1-1-1], também foi medida e as estruturas nas quais ambas as diferenças de orientação cristalina eram de 9° ou menos foram definidas como as estruturas rígidas com diferença de orientação cristalina de 9° ou menos como determinado com relação a presente invenção. [0074] Na decisão da diferença de orientação, chapas de aço de várias composições foram produzidas sob várias condições de produção e depois de serem submetidas ao teste de expansão de orifício ou incrustação e polimento de uma peça de teste depois de um teste de tração, o comportamento da deformação próxima a região de fratura,

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22/71 particularmente o comportamento de formação de microcavidade, foi investigado, e como consequência disso foi descoberto que a formação de microcavidade estava acentuadamente inibida nas interfaces de ferrita-estrutura rígida da ferrita adjacente e das estruturas rígidas cujas diferenças de orientação cristalina determinadas da maneira precedente eram de 9° ou menos.

[0075] Foi descoberto adicionalmente que um efeito considerável de aperfeiçoamento de expansibilidade de orifício e resistência a fadiga é exibido quando a proporção de todas as estruturas rígidas responsáveis pelas estruturas rígidas, cuja diferença de orientação cristalina relativa às estruturas de ferrita adjacentes às estruturas rígidas está dentro de 9°, é controlada em 50% ou mais.

[0076] Isso por que quando as estruturas rígidas são estabelecidas de maneira que 50% ou mais da fração de volume total de estrutura rígida tem o relacionamento de orientação cristalina especificado com a ferrita adjacente (diferença de orientação cristalina dentro de 9°), mesmo que estruturas rígidas que não possuem o relacionamento de orientação cristalina especificado estejam presentes, essas estruturas rígidas são circundadas pelas estruturas rígidas que possuem o relacionamento de orientação cristalina, tal que o percentual que tenha interfaces em contato com a ferrita possa ser tornado pequeno. Portanto, elas podem não concentrar a deformação ou sítios de formação de microcavidade prontamente tal que a expansibilidade do orifício melhora.

[0077] Portanto, é necessário que a proporção de todas as estruturas rígidas responsáveis pelas estruturas rígidas com diferença de orientação cristalina de menos do que 9° seja de 50% ou mais. Também é digno de nota que controlar a formação de microcavidade não apenas aperfeiçoa a expansibilidade do orifício, mas também aperfeiçoa o alongamento no teste de tração, e assim a chapa de aço com estrutura

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23/71 de compósito da invenção controlada na diferença de orientação cristalina das estruturas rígidas é superior ao aço DP no alongamento localizado.

[0078] A razão para a definição de TS como 540 MPa ou mais é que onde uma tensão menor é satisfatória, ambas a flexibilidade excelente e a expansibilidade de orifício podem ser obtidas em uma TS menor do que 540 MPa, pelo uso de uma solução de fortalecimento para transmitir uma resistência alta a um aço com fase única de ferrita. De interesse particular é que quando uma TS de 540 MPa é desejada, o fortalecimento pelo uso de martensita e/ou austenita retida é necessário para garantir a excelente flexibilidade, tal que a degradação da expansibilidade de orifício é pronunciada.

[0079] Embora a invenção não se limite, particularmente, ao diâmetro da partícula de ferrita, um diâmetro nominal da partícula de 7 pm ou menos é preferível a partir do ponto de vista do equilíbrio resistência-alongamento.

[0080] As razões para definir a composição química do aço que constitui a chapa de aço da invenção serão explicadas a seguir.

C: 0,05 a 0,20% [0081] C é um elemento necessário quando se usa bainita e martensita para o fortalecimento da estrutura. Quando o conteúdo de C é menor do que 0,05%, a resistência a 540 MPa ou mais é difícil de obter. O valor do limite inferior é, portanto, definido como 0,05%. Por outro lado, a razão para definir o conteúdo de C como 0,20% ou menos, é que quando o conteúdo de C excede 0,20%, a fração de volume da estrutura rígida torna-se muito grande, tal que mesmo se a diferença de orientação cristalina entre a maior parte da estrutura rígida e a ferrita for de 9° ou menos, a fração de volume de estruturas rígidas inevitáveis presentes que não possuem o relacionamento de orientação cristalina antes mencionado torna-se excessiva, tornando, portanto,

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24/71 impossível inibir a concentração de distorção e formação de microcavidade nas interfaces e, assim, depreciando o valor de expansão do orifício.

Si: 0,3 a 2,0% [0082] O Si é um elemento de fortalecimento e, além disso, como ele não entra na cementita sólida em solução, ele inibe a formação de cementita grosseira nas interfaces. A adição de 0,3% ou mais de Si é necessária por que quando menos do que 0,3% são adicionados, nenhum fortalecimento pela solução sólida de fortalecimento é obtido e a formação de cementita grosseira nas interfaces não pode ser inibida. Por outro lado, a adição de mais do que 2,0% aumenta excessivamente a austenita retida, degradando dessa maneira a expansibilidade de orifício e a propriedade de rebordagem que acompanha a perfuração ou corte. O limite superior deve ser definido, portanto, como 2,0%. Além disso, o óxido de Si transmite umidade na galvanização por imersão a quente e é portanto uma causa de defeitos de não galvanização. Na produção de chapa de aço galvanizada por imersão a quente, o potencial de oxigênio na fornalha deve ser controlado para inibir a formação de óxido de Si sobre a superfície da chapa de aço.

Mn: 1,3 a 2,6% [0083] Mn é um elemento de fortalecimento de sólido em solução e como ele também é um elemento de estabilização da austenita, ele inibe a transformação de austenita para perlita. Com um conteúdo menor do que 1,3%, a taxa de transformação de perlita é muito rápida, tal que uma estrutura de chapa de aço de compósito de ferrita e bainita não pode ser obtida, tornando impossível atingir a TS de 540 MPa ou mais. A expansibilidade do orifício também é pouca. O limite inferior para o conteúdo de Mn é definido, portanto, como 1,3% ou mais. Por outro lado, a adição de uma grande quantidade de Mn promove a cosegregação de P e S, dessa maneira degradando acentuadamente a

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25/71 manipulação. O limite superior do conteúdo de Mn é definido, portanto, como 2,6%.

P: 0,001 a 0,03% [0084] P tende a segregar no meio da espessura da chapa de aço e induzir o enfraquecimento da solda. Em um conteúdo que excede 0,03%, o enfraquecimento da solda torna-se evidente, tal que a faixa de conteúdo adequado é definida como 0,03% ou menos. Apesar de nenhum limite inferior de conteúdo de P precisar ser definido, a obtenção de um conteúdo menor do que 0,001% é economicamente desvantajosa, portanto, esse valor é definido preferivelmente como o limite inferior.

S: 0,0001 a 0,01% [0085] S afeta adversamente a soldadura assim como a produtividade no momento da fundição e da laminação a quente. O limite superior do conteúdo de S é definido, portanto, como 0,01% ou menos. Embora nenhum limite superior de conteúdo de S precise ser definido, a obtenção de um conteúdo menor do que 0,0001% é economicamente desvantajoso, e assim esse valor é definido preferencialmente como o limite inferior. Além disso, o S se combina com Mn para formar MnS grosseiro, o que diminui a expansibilidade do orifício. Portanto, a fim de aperfeiçoar a expansibilidade do orifício, o conteúdo de S deve ser mantido tão baixo quanto possível.

Al: 2,0% ou menos [0086] O Al promove a formação de ferrita e portanto pode ser adicionado para melhorar a flexibilidade. Ele também pode ser utilizado como um desoxidante. Entretanto, a adição de Al em excesso aumenta o número de inclusões baseadas em Al grosseiro e, portanto, induz a degradação da expansibilidade do orifício e imperfeições na superfície. Portanto, o limite superior de adição de Al é definido como 2,0%. Apesar de nenhum limite inferior precisar ser definido, um conteúdo de

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0,0005% ou menos é difícil de se obter e, como tal, é o limite inferior substancial.

N: 0,0005 a 0,01% [0087] N forma nitratos grosseiros que degradam o encurvamento e a expansibilidade do orifício e a quantidade de N adicionado deve, portanto, ser restrita. Como essa tendência torna-se pronunciada quando o conteúdo de N excede 0,01%, a faixa de conteúdo de N é definida como 0,01% ou menos. Um conteúdo inferior também é mais preferível por que o N induz a ocorrência de bolhas gasosas durante a soldagem. Embora a invenção possa exibir o seu efeito sem a definição de um limite inferior de conteúdo de N, a obtenção de um conteúdo de N menor do que 0,0005% aumenta muito o custo de produção, tal que esse valor é o limite inferior substancial.

O: 0,0005 a 0,007% [0088] O O forma óxidos que degradam o encurvamento e a expansibilidade do orifício e a quantidade de O adicionada deve, portanto, ser restrita. De interesse particular é que os óxidos estão presentes, geralmente, como inclusões e quando as inclusões estão presentes em uma face perfurada ou cortada, imperfeições semelhantes a fendas ou grandes indentações se formam na superfície, induzindo a concentração de estresse durante a expansão do orifício ou um manuseio mais forte e atuando como pontos de partida para a formação de fissuras, induzindo assim uma degradação significativa da expansibilidade do orifício e do encurvamento.

[0089] Como essa tendência se torna mais forte quando o conteúdo de O excede 0,007%, o limite superior de conteúdo de O é definido como 0,007% ou menos. A redução do conteúdo de O para menos do que 0,0005% implica em trabalho extra para a desoxigenação durante a confecção do aço, o que é economicamente indesejável por que leva a um aumento excessivo de custo e assim, esse valor é definido como

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27/71 o limite inferior. Entretanto, mesmo se o conteúdo for reduzido para menos do que 0,0005%, os efeitos da invenção, ou seja, TS de 540 MPa ou mais e flexibilidade excelente, ainda podem ser obtidos.

[0090] Embora a presente invenção seja baseada em um aço que contém os elementos mencionados anteriormente, os elementos a seguir podem ser seletivamente incorporados em adição aos elementos acima.

B: 0,0001 a 0,010% [0091] B é eficaz para o fortalecimentos do limite da partícula e fortalecimento do aço em um conteúdo de 0,0001% ou mais, enquanto que um conteúdo que excede 0,010% não apenas satura esse efeito, mas diminui a produtividade durante a laminação a quente, e assim o limite superior do conteúdo é definido como 0,010%.

Cr: 0,01 a 1,0% [0092] O Cr é um elemento de fortalecimento e também importante para o aperfeiçoamento da temperabilidade. Em um conteúdo menor do que 0,01%, entretanto, esses efeitos não são observados. Portanto, o limite inferior do conteúdo de Cr é definido como 0,01%. O limite superior do conteúdo é definido como 1% por que a adição para um conteúdo que exceda 1% aumenta acentuadamente o custo.

Ni: 0,01 a 1,0% [0093] O Ni é um elemento de fortalecimento e também importante para o aperfeiçoamento da temperabilidade. Em um conteúdo menor do que 0,01%, entretanto, esses efeitos não são observados. O limite inferior do conteúdo de Ni, portanto, é definido como 0,01%. O limite superior do conteúdo é definido como 1%, por que a adição de um conteúdo que exceda 1% aumenta acentuadamente o custo.

Cu: 0,01 a 1,0% [0094] O Cu é um elemento de fortalecimento e também importante para o aperfeiçoamento da temperabilidade. Em um conteúdo mePetição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 32/84

28/71 nor do que 0,01%, entretanto, esses efeitos não são observados. O limite inferior do conteúdo de Cu, portanto, é definido como 0,01%. Com um conteúdo que exceda 1%, o Cu tem um efeito adverso sobre a produtividade durante a produção e a laminação a quente. Portanto, o limite superior do conteúdo é definido como 1%.

Mo: 0,01 a 1,0% [0095] O Mo é um elemento de fortalecimento e também importante para o aperfeiçoamento da temperabilidade. Em um conteúdo menor do que 0,01%, entretanto, esses efeitos não são observados. O limite inferior do conteúdo de Mo, portanto, é definido como 0,01%. O limite superior do conteúdo é definido como 1%, por que a adição de um conteúdo que exceda 1% aumenta acentuadamente o custo. Preferivelmente, o limite superior é definido como 0,3% ou menos.

Nb: 0,001 a 0,14% [0096] O Nb é um elemento de fortalecimento. Ele auxilia a elevar a resistência da chapa de aço através da consolidação do precipitado, da consolidação da purificação da partícula pela inibição do crescimento de partícula cristalino de ferrita e consolidação do deslocamento pela inibição da recristalização. O limite inferior do conteúdo de Nb é definido como 0,001%, por que esses efeitos não são observados em uma quantidade de adição de Nb menor do que 0,001%. O limite superior do conteúdo de Nb é definido como 0,14%, por que a precipitação intensa de carbonitratos degrada a conformabilidade quando o conteúdo de Nb excede 0,14%.

Ti: 0,001 a 0,14% [0097] O Ti é um elemento de fortalecimento. Ele auxilia a elevar a resistência da chapa de aço através da consolidação do precipitado, da consolidação da purificação da partícula pela inibição do crescimento de partícula cristalino de ferrita e consolidação do deslocamento pela inibição da recristalização. O limite inferior do conteúdo de Ti é

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29/71 definido como 0,001%, por que esses efeitos não são observados em uma quantidade de adição de Ti menor do que 0,001%. O limite superior do conteúdo de Ti é definido como 0,14%, por que a precipitação intensa de carbonitratos degrada a conformabilidade quando o conteúdo de Ti excede 0,14%.

V: 0,001 a 0,14% [0098] Ο V é um elemento de fortalecimento. Ele auxilia a elevar a resistência da chapa de aço através da consolidação do precipitado, da consolidação da purificação da partícula pela inibição do crescimento de partícula cristalino de ferrita e consolidação do deslocamento pela inibição da recristalização. O limite inferior do conteúdo de V é definido como 0,001%, por que esses efeitos não são observados em uma quantidade de adição de V menor do que 0,001%. O limite superior do conteúdo de V é definido como 0,14%, por que a precipitação intensa de carbonitratos degrada a conformabilidade quando o conteúdo de V excede 0,14%.

Um ou dois ou mais de Ca, Ce, Mg e REM: total de 0,0001 a 0,5% [0099] Ca, Ce, Mg e REM são elementos usados para a desoxigenação. A incorporação de um, dois ou mais elementos selecionados a partir desse grupo em um conteúdo total de 0,0001% ou mais reduz a quantidade de óxido depois da desoxigenação, contribuindo dessa maneira para o aperfeiçoamento da expansibilidade do orifício.

[00100] No entanto, um conteúdo total superior a 0,5% contrariamente afeta a formabilidade. O conteúdo total de elementos é então definido como 0,0001 a 0,5%. Observe que REM é uma abreviação de metais terrosos raros, que são elementos do grupo dos lantanídeos. REM e Ce são geralmente adicionados contidos em uma mistura de metais fundidos, que além de La e Ce também pode conter outros elementos do grupo dos lantanídeos em combinação. A invenção exibe seus efeitos mesmo quando elementos do grupo dos lantanídeos

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30/71 diferentes de La e Ce estão contidos como impurezas inevitáveis. Os efeitos da presente invenção se manifestam mesmo que La e Ce metálicos sejam adicionados.

[00101] As razões para a definição das condições de produção da chapa de aço da invenção serão explicadas a seguir.

[00102] É conhecido que como a martensita e a bainita se transformam a partir da austenita retida, elas têm um relacionamento de orientação específico com a austenita. Por outro lado, é sabido que no caso onde uma chapa de aço laminada a frio é submetida à têmpera na região de fase única de austenita e depois gradativamente resfriada para formar ferrita nos limites da partícula de austenita, há em alguns casos um relacionamento de orientação cristalina específico entre a austenita e a ferrita.

[00103] Entretanto, quando a chapa de aço laminada a frio é anelada na região de duas fases, a ferrita recristalizada formada na ferrita trabalhada e a austenita formada com a cementita e a bainita presentes na chapa de aço laminada a quente como núcleos, não assumem rapidamente um relacionamento de orientação cristalina específico por que elas geram núcleo em localizações diferentes. A figura 1 (ii) ilustra esquematicamente o estado da transformação de fase no caso do aquecimento da chapa de aço laminada a frio para Ac1 ou mais em uma taxa comum de aumento de temperatura.

[00104] Como resultado, no caso de têmpera na região de duas fases, foi impossível controlar os relacionamentos de orientação das estruturas rígidas (bainita, martensita e similares) formadas pela transformação a partir de ferrita e austenita presentes entre as estruturas da chapa de aço.

[00105] Os inventores realizaram um estudo a partir do qual eles descobriram que as estruturas rígidas que possuíam uma diferença de orientação cristalina de menos do que 9° em relação à fase principal

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31/71 de ferrita, podem ser formadas durante a fase de têmpera depois da laminação a frio, pelo controle do relacionamento de orientação cristalina entre as estruturas de ferrita e austenita durante o processo de elevação da temperatura e, no processo de resfriamento depois da têmpera, pelo controle do relacionamento de orientação cristalina das estruturas rígidas transformadas a partir da austenita.

[00106] Como resultado, tornou-se possível produzir uma chapa de aço com resistência alta aperfeiçoada sem degradação da flexibilidade ou da expansibilidade do orifício, isto é, possuindo simultaneamente uma resistência a tração de 540 MPa ou mais, flexibilidade e expansibilidade do orifício máximas.

[00107] Agora segue uma explicação das condições de produção para a condução da têmpera depois da laminação a frio, de maneira a formar as estruturas rígidas cujas diferenças de orientação cristalina em relação à fase principal de ferrita é menor do que 9°.

[00108] Primeiro, no processo de elevação da temperatura durante a têmpera depois da laminação a frio, o relacionamento de orientação cristalina entre as estruturas de ferrita e austenita é controlado. Para isso, é necessário que durante a passagem da chapa de aço através de uma linha de têmpera contínua, estabelecer uma taxa de aquecimento (HR1) de 2,5 a 15°C/seg entre 200 e 600°C e uma taxa de aquecimento (HR2) de (0,6 x HR1)°C/seg ou menos entre 600°C e a temperatura de aquecimento máxima.

[00109] A recristalização ocorre comumente mais rapidamente com o aumento da temperatura. Entretanto, a transformação de cementita para austenita progride muito mais rápido do que a recristalização. Portanto, como mostrado em d da figura 1 (ii), quando o aquecimento é conduzido simplesmente em uma temperatura alta, a transformação de cementita para austenita ocorre e a recristalização da ferrita progride dali em diante. Por isso, é impossível controlar o relacionamento de

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32/71 orientação cristalina como requerido pela presente invenção.

[00110] Além disso, como os elementos de ligação como C e Mn também retardam a recristalização, a recristalização é lenta em uma chapa de aço de alta resistência que contenha uma grande quantidade desses elementos de ligação, o que torna o controle do relacionamento de orientação cristalina ainda mais difícil.

[00111] Portanto, na presente invenção, o controle da transformação de cementita para austenita e a recristalização da ferrita são conduzidos pelo controle da taxa de aquecimento. Especificamente, como ilustrado especificamente em c da figura 1 (i), a taxa de aquecimento é controlada até a recristalização completa da ferrita antes da transformação de cementita para austenita e, como mostrado em d da figura 1 (i), a cementita é transformada em austenita durante o aquecimento subsequente ou durante a têmpera.

[00112] Na presente invenção, a taxa de aquecimento (HR1) entre 200 e 600°C é definida como 15°C/seg ou menos a fim de completar a recristalização da ferrita antes da reaustenitização da cementita e da perlita para austenita.

[00113] Em uma taxa de aquecimento maior do que 15°C/seg, a reaustenitização começa antes que a recristalização da ferrita esteja completa e o relacionamento de orientação da austenita formada dali por diante não pode ser controlado. Por isso é que o limite superior da taxa de aquecimento é definido como 15°C/seg ou menos.

[00114] A razão para a definição do limite inferior da taxa de aquecimento como 2,5°C/seg é a seguinte.

[00115] Quando a taxa de aquecimento é menor do que 2,5°C, a densidade de deslocamento é baixa, o que diminui o número de sítios de nucleação de ferrita recristalizada, tal que a reaustenitização ocorre mais rapidamente do que a recristalização da ferrita mesmo que a taxa de aquecimento entre 600°C e a temperatura de aquecimento máxima

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33/71 esteja controlada para dentro da faixa da presente invenção. Como resultado, o relacionamento de orientação cristalina entre a ferrita e a austenita é perdido, tal que o relacionamento de orientação específica não está presente entre a ferrita e a bainita mesmo que a manutenção seja conduzida na temperatura predeterminada no processo de resfriamento que acompanha a têmpera. A excelente expansibilidade do orifício, a propriedade BH e os efeitos de resistência a fadiga não podem, portanto, serem atingidos. Adicionalmente, a diminuição dos sítios de nucleação da ferrita recristalizada pode induzir o engrossamento da ferrita recristalizada e a persistência de ferrita não recristalizada. O engrossamento da ferrita é indesejável por que ele induz o amolecimento, enquanto que a presença de ferrita não recristalizada é indesejável por que degrada acentuadamente a flexibilidade.

[00116] Por outro lado, a taxa de aquecimento (HR2) entre 600°C e a temperatura de aquecimento máxima deve ser de (0,6 x HR1)°C/seg ou menos.

[00117] Quando uma chapa de aço é aquecida até o ponto de transformação Ac1 ou mais, a cementita começa a se transformar em austenita. Os inventores aprenderam que quando a taxa de aquecimento está dentro da faixa acima mencionada nesse momento, a austenita que possui um relacionamento de orientação específica com a ferrita pode ser formada nas interfaces entre a ferrita recristalizada e a cementita. Os detalhes do mecanismo envolvido não são claros. [00118] Essa austenita cresce durante o aquecimento e o resfriamento subsequente e a cementita é completamente transformada para austenita. Como resultado, torna-se possível controlar o relacionamento de orientação cristalina entre a ferrita recristalizada e a austenita mesmo no caso da condução da têmpera na região de duas fases. [00119] Quando a taxa de aquecimento é mais rápida do que (0,6 x HR1)°C/seg, a taxa de formação da austenita que não possui o relaciPetição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 38/84

34/71 onamento de orientação específica torna-se alta. Portanto, como indicado mais tarde, mesmo que a manutenção de 450 a 300°C por 30 seg ou mais seja realizada no processo de resfriamento depois da têmpera, a diferença de orientação cristalina entre a ferrita da fase principal e as estruturas rígidas não pode ser controlada para menos do que 9° ou menos. A vista disso, o limite superior da taxa de aquecimento é definido como (0,6 x HR1)°C/seg.

[00120] Apesar dos efeitos da invenção, ou seja resistência a tração máxima de 540 MPa ou mais e estabelecimento simultâneo de expansibilidade do orifício e flexibilidade, poderem ser atingidos mesmo que a taxa de aquecimento esteja reduzida para um nível extremamente baixo, a redução excessiva da taxa de aquecimento prejudica a produtividade. A taxa de aquecimento entre 600°C e a temperatura máxima de aquecimento é, portanto, preferivelmente de (0,1 x HR1)°C/seg ou maior.

[00121] A temperatura máxima de aquecimento na têmpera é ajustada na faixa de 760°C até o ponto de transformação Ac3. Quando essa temperatura é menor do que 760°C, é necessário muito mais tempo para a reaustenitização da cementita e da perlita em austenita. Além disso, quando a temperatura máxima alcançada é menor do que 760°C, alguma cementita e perlita podem não se transformar em austenita e permanecer na estrutura da chapa de aço depois da têmpera. Como a cementita e a perlita são grosseiras, elas são indesejáveis por que induzem a degradação da expansibilidade do orifício. Como a bainita e a martensita formadas pela transformação da austenita, e a própria austenita, se transformam em martensita durante a operação, possibilitando dessa maneira a obtenção de resistência a 540 MPa ou mais, a falha na transformação de cementita e perlita em austenita leva a uma deficiência de estruturas rígidas e torna impossível obter a resistência de 540 MPa ou mais. O limite inferior da temperatura máPetição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 39/84

35/71 xima de aquecimento deve ser, portanto, definido como 760°C.

[00122] Por outro lado, aumentar excessivamente a temperatura de aquecimento é economicamente indesejável. Portanto, o limite superior da temperatura de aquecimento é preferivelmente o ponto de transformação Ac3 (Ac3°C).

[00123] O ponto de transformação Ac3 é determinado pela seguinte fórmula:

Ac3 = 910 - 203 x (Cf² + 44,7 x Si - 30 x Mn + 700 x P + 400 x Al -11 x Cr -20 x Cu -15,2 x Ni + 31,5 x Mo + 400 x Ti.

[00124] Depois da têmpera, o resfriamento entre 630°C e 570°C em uma taxa média de resfriamento de 3°C/seg ou mais é necessário. [00125] Quando a taxa de resfriamento é muito baixa, a austenita se transforma em estrutura de perlita no processo de resfriamento, tal que a quantidade de estruturas rígidas necessária para uma resistência de 540 MPa ou mais não pode ser garantida. Apesar do aumento da taxa de resfriamento não causar problema com relação à qualidade do aço, o aumento excessivo da taxa de resfriamento aumenta o custo da produção, tal que o limite superior é definido, preferivelmente, como 200°C/seg. O método de resfriamento pode ser qualquer um de resfriamento por laminação, resfriamento a ar, resfriamento com água ou uma combinação desses.

[00126] Na presente invenção, é necessário manter a chapa de aço na faixa de temperatura de 450°C a 300°C por 30 seg ou mais. Isso é para a transformação de austenita em bainita e martensita com uma diferença de orientação cristalina de menos do que 9° em relação à ferrita da fase principal.

[00127] Quando a manutenção é conduzida em uma faixa de temperatura que excede 450°C, a expansibilidade do orifício é severamente degradada devido à precipitação de cementita grosseira nos limites das partículas. Portanto, o limite superior da temperatura é definido

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36/71 como 450°C. Por outro lado, quando a temperatura de manutenção é menor do que 300°C, quase nenhuma bainita ou martensita com uma diferença de orientação cristalina menor do que 9° é formada, tal que é impossível garantir uma fração de volume adequada de estruturas rígidas, cuja diferença de orientação cristalina em relação à ferrita da fase principal é menor do que 9°. A expansibilidade do orifício torna-se, portanto, acentuadamente inferior. Portanto, a temperatura de 300°C durante a manutenção por 30 seg ou mais é o limite inferior da temperatura.

[00128] Quando o período de manutenção na faixa de temperatura de 450°C a 300°C é menor do que 30 seg, a bainita e a martensita com uma diferença de orientação cristalina menor do que 9° podem ser formadas, mas sua fração de volume é inadequada e a austenita remanescente se transforma em martensita no processo de resfriamento subsequente, tal que a maior parte das estruturas rígidas começam a apresentar uma diferença de orientação cristalina de 9° ou mais, o que torna a expansibilidade do orifício inferior. O limite inferior do tempo de permanência é, portanto, definido como 30 seg ou mais. Embora os efeitos da presente invenção possam ser obtidos sem a necessidade de ajustar um limite superior para o tempo de permanência, o aumento do tempo de permanência é indesejável por que, na realização de um tratamento a quente usando um equipamento de comprimento limitado, ele começa a operar com uma velocidade reduzida na passagem da chapa de aço e, portanto, não é econômico. [00129] Nessa invenção, manutenção não significa exatamente a manutenção isotérmica, mas refere-se ao tempo de permanência na faixa de temperatura de 450 a 300°C. Em outras palavras, é aceitável aquecer a 450°C depois de resfriar uma vez a 300°C ou resfriar para 300°C depois de aquecer a 450°C.

[00130] Entretanto, esse processo de manutenção na faixa de temPetição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 41/84

37/71 peratura de 450 para 300°C pode ser conduzido imediatamente depois do resfriamento precoce entre 630°C e 570°C, em uma taxa de resfriamento de 3°C/seg ou mais e se a temperatura é diminuída de uma vez para 300°C no processo de resfriamento entre 630°C e 570°C em uma taxa média de resfriamento de 3°C/seg ou mais, a diferença de orientação cristalina pode não ser mais controlada mesmo pelo reaquecimento e manutenção na faixa de temperatura de 450 a 300°C. [00131] A explicação acima da produção da chapa de aço da presente invenção pela aplicação da têmpera precedente a chapa de aço laminada a frio será seguida por uma explicação das condições de produção e outras condições até a têmpera, incluindo uma explicação das melhores maneiras de praticar a invenção.

[00132] Um aço que tenha a composição química acima mencionada é produzido pela fusão em um conversor, fornalha elétrica ou semelhantes, o aço fundido é submetido à desgaseificação a vácuo como necessário e depois moldado em uma chapa.

[00133] Na presente invenção, a chapa submetida à laminação a quente não é particularmente limitada. Qualquer chapa, tal como uma chapa fundida continuamente ou uma produzida com um fundidor de chapa fina ou semelhantes é aceitável. A invenção também é compatível com o processo de laminação direta e moldagem (CC-DR) ou outro de tais processos que realizam a laminação a quente imediatamente depois da fundição.

[00134] A temperatura de aquecimento da chapa laminada a quente deve ser de 1050°C ou mais. Se a temperatura de aquecimento da chapa for muito baixa, a temperatura de finalização da laminação cai abaixo do ponto de transformação Ar3 e como isso resulta na laminação de duas fases de ferrita e austenita, a chapa laminada a quente exibe uma estrutura irregular de partículas misturadas que permanece irregular mesmo depois dos processos de laminação a frio e têmpera e

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38/71 torna a flexibilidade e a expansibilidade de orifício inferiores.

[00135] Como o aço de acordo com a presente invenção é feito para conter quantidades relativamente grandes de elementos de ligação a fim de assegurar a máxima resistência à tração de 540 MPa ou mais depois da têmpera, sua resistência durante a laminação final também tende a ser elevada. Um declínio na temperatura de aquecimento da chapa induz a um declínio na temperatura de finalização da laminação, o que aumenta posteriormente a carga de laminação, tornando a laminação difícil e fazendo surgir um problema de defeitos da forma que ocorrem na chapa de aço laminada. A temperatura de aquecimento da chapa deve, portanto, ser definida como 1050°C ou mais.

[00136] Embora os efeitos da presente invenção sejam exibidos sem ajustar, particularmente, um limite superior da temperatura de aquecimento da chapa, uma temperatura de aquecimento excessivamente alta é indesejável do ponto de vista da economia, portanto, o limite superior da temperatura de aquecimento da chapa é definido, preferivelmente, como menor do que 1300°C.

[00137] A temperatura de finalização da laminação é controlada para o ponto de transformação Ar3 ou mais. Quando a temperatura de finalização da laminação está na região de duas fases de austenita + ferrita, a falta de homogeneidade estrutural da chapa de aço aumenta para degradar a conformabilidade depois da têmpera. Uma temperatura de finalização da laminação é, portanto, preferivelmente a temperatura de transformação Ar3 ou mais.

[00138] A temperatura de transformação Ar3 pode ser determinada a partir da composição da liga pelo cálculo que utiliza a seguinte fórmula:

Ar3 = 901 - 325 x C + 33 x Si -92 x (Mn + Ni/2 + Cr/2 + Cu/2 + Mo/2).

[00139] Apesar dos efeitos da presente invenção serem exibidos sem ajustar, particularmente, um limite superior da temperatura de fiPetição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 43/84

39/71 nalização, o uso de uma temperatura de finalização da laminação que é excessivamente alta requer que a temperatura seja estabelecida tornando alta a temperatura de finalização da laminação. Portanto, o limite superior da temperatura de finalização da laminação é definido, preferivelmente, como 1000°C ou menos.

[00140] A temperatura de bobinamento depois da laminação a quente é definida como 670°C ou menos. Mais elevada do que 670°C, ferrita e perlita grosseiras tornam-se presentes na estrutura laminada a quente, o que aumenta a falta de homogeneidade estrutural depois da têmpera e degrada a flexibilidade do produto final. O bobinamento em uma temperatura de 600°C ou menos é mais preferível do ponto de vista do refinamento da estrutura depois da têmpera para intensificar o equilíbrio entre resistência-flexibilidade, dispersando uniformemente as duas fases e aperfeiçoando a expansibilidade do orifício.

[00141] O bobinamento em uma temperatura superior a 670°C é indesejável por que degrada o desempenho da decapagem por aumentar excessivamente a espessura dos óxidos formados sobre a superfície da chapa de aço. Apesar dos efeitos da presente invenção serem exibidos sem ajustar, particularmente, um limite inferior da temperatura de bobinamento, a temperatura ambiente é um limite inferior substancial por que o bobinamento em uma temperatura abaixo da temperatura ambiente é tecnicamente difícil. É digno de nota que durante a laminação a quente, as chapas brutas laminadas podem ser unidas para realizar uma finalização da laminação continuamente. Também é possível bobinar de uma vez a chapa bruta laminada. [00142] A chapa de aço laminada a quente produzida dessa maneira é decapada. A decapagem possibilita a remoção de óxidos da superfície da chapa de aço e, portanto, é importante para aperfeiçoar a propriedade de tratamento químico do produto final laminado a frio, da chapa de aço de alta resistência e da propriedade de galvanização por

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40/71 imersão a quente da chapa de aço laminada a frio quanto à galvanização por imersão a quente ou a galvanização com liga por imersão a quente. A decapagem pode ser realizada como uma operação única ou dividida em várias operações.

[00143] Uma chapa de aço laminada a quente decapada é laminada a frio com uma redução de 40 a 70% e passada através de uma linha de têmpera contínua ou uma linha contínua de galvanização por imersão a quente. Em uma redução menor do que 40%, é difícil manter uma forma plana. E a flexibilidade do produto final diminui. O limite inferior de redução é definido, portanto, como 40%.

[00144] O limite superior de redução é definido como 70% por que uma laminação a frio em uma redução maior do que essa é difícil devido à ocorrência de uma carga excessiva de laminação a frio. A faixa de redução preferível é de 45 a 65%. A presente invenção exibe seus efeitos sem qualquer necessidade particular de especificar o número de passagens de laminação ou a redução da laminação nas respectivas passagens.

[00145] No caso de passagem através de uma linha de têmpera contínua, o aquecimento deve ser realizado em uma taxa de aquecimento (HR1) de 2,5 a 15°C/seg entre 200 e 600°C e uma taxa de aquecimento (HR2) de (0,6 x HR1)°C/seg ou menos, entre 600°C e a temperatura máxima de aquecimento. Tal aquecimento é realizado para controlar a diferença de orientação cristalina entre a ferrita e a austenita da fase principal.

[00146] Depois do tratamento térmico, a laminação de encruamento é preferivelmente realizada a fim de controlar a irregularidade da superfície, controlar a forma da chapa e inibir o alongamento do ponto de estricção. A redução na laminação nessa laminação de encruamento está preferivelmente na faixa de 0,1 a 1,5%. O limite inferior da redução na laminação de encruamento é definido como 0,1% por que em

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41/71 menos do que 0,1% o efeito é pequeno e o controle é difícil. O limite superior é definido como 1,5% por que a produtividade diminui acentuadamente acima de 1,5%. A laminação de encruamento pode ser conduzida tanto in-line quanto off-line. A laminação de encruamento pode ser conduzida até a redução desejada em uma única passagem ou em várias passagens.

[00147] No caso de passar a chapa de aço laminada a frio através de uma linha de galvanização por imersão a quente, a taxa de aquecimento (HR1) na faixa de temperatura de 200 a 600°C é, pela mesma razão como no caso da passagem através de uma linha de têmpera contínua, definida como 2,5 a 15°C/seg. A taxa de aquecimento entre 600°C e a temperatura máxima de aquecimento é, também pela mesma razão como no caso da passagem através de uma linha de têmpera contínua, definida como (0,6 x HR1)°C/seg.

[00148] A temperatura máxima de aquecimento nesse caso é, também pela mesma razão como no caso da passagem através de uma linha de têmpera contínua, definida como a queda na faixa de 760°C até o ponto de transformação Ac3. Adicionalmente, o resfriamento depois da têmpera é, também pela mesma razão como no caso da passagem através de uma linha de têmpera contínua, requerido como sendo de 3°C/seg ou mais entre 630°C e 570°C.

[00149] A temperatura da chapa na imersão no banho de galvanização está preferivelmente na região de temperatura entre 40°C menor do que a do banho de galvanização por imersão a quente e 50°C maior do que a do banho de galvanização por imersão a quente. [00150] O limite inferior da temperatura do banho de imersão da chapa é definida como (temperatura do banho de galvanização por imersão a quente - 40°C) por que quando ela é menor do que essa temperatura, a extração de calor na entrada no banho torna-se grande, induzindo a solidificação de algum zinco fundido, o que degrada a apaPetição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 46/84

42/71 rência da galvanização. Entretanto, quando a temperatura da chapa antes da imersão está abaixo da (temperatura do banho de galvanização por imersão a quente - 40°C), a chapa pode ser reaquecida antes da imersão no banho de galvanização para uma temperatura da chapa de (temperatura do banho de galvanização por imersão a quente 40°C) ou mais e depois ser imersa no banho de galvanização. Quando a temperatura do banho de galvanização excede a (temperatura do banho de galvanização por imersão a quente + 50)°C, o aumento resultante da temperatura do banho de galvanização induz a um problema operacional. O banho de galvanização pode ser um banho com zinco puro ou pode conter adicionalmente Fe, Al, Mg, Mn, Si, Cr e outros elementos.

[00151] Quando a camada galvanizada tem liga, a ligação é realizada a 460°C ou mais. Quando a temperatura de tratamento de ligação é menor do que 460°C, a ligação prossegue lentamente, tal que a produtividade é baixa. Embora nenhum limite inferior esteja definido, o limite superior substancial é de 600°C por que quando a temperatura excede 600°C, formam-se carbonetos para diminuir a fração de volume das estruturas rígidas (martensita, bainita e austenita retida), tornando difícil garantir a resistência de 540 MPa ou mais.

[00152] O tratamento térmico adicional de manutenção da chapa de aço na faixa de temperatura de (temperatura do banho de galvanização por imersão a quente + 50)°C até 300 °C por 30 seg ou mais, deve ser realizado antes, depois ou em ambos antes e depois da imersão no banho de galvanização.

[00153] A razão para a definição do limite superior dessa temperatura de tratamento como (temperatura do banho de galvanização por imersão a quente + 50)°C é que acima dessa temperatura, a formação significativa de cementita e perlita diminui a fração de volume de estruturas rígidas, tornando difícil a obtenção de uma resistência de 540

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MPa ou mais. Por outro lado, quando a temperatura é menor do que 300°C, por uma razão não totalmente compreendida, as estruturas de uma diferença de orientação cristalina maior do que 9° se formam abundantemente, tal que uma fração de volume adequada de estruturas rígidas com uma diferença de orientação cristalina em relação à fase principal de ferrita de menos do que 9° não pode ser garantida. O limite inferior da temperatura de tratamento térmico é definido, portanto, como 300°C ou mais.

[00154] O tempo de retenção deve ser de 30 seg ou mais. Quando o tempo de retenção é menor do que 30 seg, por uma razão não totalmente compreendida, as estruturas de uma diferença de orientação cristalina maior do que 9° se formam abundantemente, tal que uma fração de volume adequada de estruturas rígidas com uma diferença de orientação cristalina em relação à fase principal de ferrita de menos do que 9° não pode ser garantida e, portanto, a expansibilidade do orifício torna-se inferior. Por essa razão, o limite inferior do tempo de permanência é definido como 30 seg ou mais.

[00155] Apesar dos efeitos da presente invenção poderem ser obtidos sem a necessidade de ajustar um limite superior do tempo de permanência, não é desejável aumentar o tempo de permanência por que, ao se realizar o tratamento térmico usando um equipamento de comprimento limitado, opera-se em uma velocidade de passagem reduzida da chapa de aço e, portanto, não é econômico.

[00156] O tempo de retenção nesse caso não significa apenas o tempo de retenção isotérmico, mas refere-se ao tempo de permanência na faixa de temperatura e o resfriamento gradual e o aquecimento dentro da faixa de temperatura também estão incluídos.

[00157] O tratamento térmico adicional na faixa de temperatura de (temperatura do banho de galvanização por imersão a quente + 50)°C até 300°C por 30 seg ou mais também pode ser realizado antes, dePetição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 48/84

44/71 pois ou antes e depois da imersão no banho de galvanização. A razão é que enquanto as estruturas rígidas com uma diferença de orientação cristalina em relação à ferrita da fase principal de menos do que 9° podem ser garantidas, os efeitos da invenção, ou seja, resistência de 540 MPa ou mais e excelentes flexibilidade e expansibilidade de orifício, podem ser obtidos independentemente das condições sob as quais o tratamento térmico adicional é conduzido.

[00158] Depois do tratamento térmico, a laminação de encruamento é realizada preferivelmente a fim de controlar a as irregularidades da superfície, controlar a forma da placa e inibir o alongamento do ponto de estricção. A redução da laminação nessa laminação de encruamento está preferivelmente na faixa de 0,1 a 1,5%. O limite inferior da redução da laminação de encruamento é definido como 0,1% por que em menos do que 0,1% o efeito é pequeno e o controle é difícil. O limite superior é definido como 1,5% por que a produtividade diminui acentuadamente acima de 1,5%. A laminação de encruamento pode ser conduzida tanto in-line quanto off-line. A laminação de encruamento pode ser conduzida até a redução desejada em uma única passagem ou em várias passagens.

[00159] Adicionalmente, a aplicação de galvanização que, para o propósito de intensificar mais a adesão da galvanização, contém Ni, Cu, Co e Fe, individualmente ou em combinação, não se afasta dos pontos principais da presente invenção.

[00160] Adicionalmente, processos diferentes estão disponíveis para a têmpera pré-galvanização, incluindo: o processo de Sendzimir de Depois de desengordurar e decapar, aquecer em uma atmosfera não oxidante, temperar em uma atmosfera redutora que contenha H₂ e N₂, resfriar até próximo da temperatura do banho de galvanização e imergir no banho de galvanização; o método de fundição com redução total de Regular a atmosfera durante a têmpera, oxidando primeiro a

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45/71 superfície da chapa de aço, realizando depois a redução para realizar a limpeza antes da galvanização e, posteriormente, imergir no banho de galvanização; e o processo de fusão de Desengordurar e decapar a chapa de aço, conduzir o tratamento de fusão usando cloreto de amônia ou semelhante e imergir no banho de galvanização. A invenção exibe seus efeitos independentemente das condições sob as quais o tratamento é conduzido.

[00161] Além disso, sem a necessidade da técnica de têmpera prégalvanização, ela funciona com a vantagem da umidade da galvanização e a reação de ligação no caso da ligação do galvanizado para controlar o ponto de condensação durante o aquecimento a -20°C ou mais.

[00162] Deve ser observado que a eletrogalvanização da chapa de aço laminada a frio de modo algum priva a chapa de aço da resistência a tração, flexibilidade ou expansibilidade de orifício que ela possui. Em outras palavras, a chapa de aço da presente invenção também é adequada como material para a eletrogalvanização. Os efeitos da presente invenção também podem ser obtidos em uma chapa de aço que é fornecida com um revestimento orgânico ou camada de galvanização superior.

[00163] Apesar da alta resistência, alta flexibilidade, o material da chapa de aço galvanizada por imersão a quente, excelente em conformabilidade e expansibilidade de orifício de acordo com a presente invenção é, a princípio, produzido através dos processos de forjamento do ferro comuns de refinamento, forjamento do aço, fundição, laminação a quente e laminação a frio, e mesmo que ele seja produzido sem a realização de alguns ou de todos esses processos, ele exibe apesar disso os efeitos da presente invenção na medida em que as condições de acordo com a presente invenção sejam satisfeitas. EXEMPLOS

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46/71 [00164] Os exemplos da presente invenção são explicados em detalhes a seguir.

[00165] Placas que possuem a composição mostrada na tabela 1 foram aquecidas, cada uma, a 1200°C, laminadas a quente em uma temperatura de finalização da laminação de 900°C, resfriadas em água em uma zona de resfriamento com água e depois enroladas na temperatura mostrada na tabela 2 ou 3. A chapa laminada a quente foi decapada, depois do que a chapa laminada a quente com 3 mm de espessura foi laminada a frio até 1,2 mm para se obter uma chapa laminada a frio.

[00166] Cada uma das chapas laminadas a frio foi tratada na temperatura de têmpera sob as condições mostradas nas tabelas 2 ou 3 e aneladas usando uma linha de têmpera. A atmosfera da fornalha foi estabelecida pelo acoplamento de um equipamento para introdução de H2O e CO2 gerados pela queima de um gás misto de CO e H2 e introdução de gás N2 contendo 10 % em volume de H2 e controlado para ter um ponto de condensação de menos 40°C. A têmpera foi conduzida sob as condições mostradas nas tabelas 2 ou 3.

[00167] As chapas de aço galvanizadas foram aneladas e galvanizadas usando uma linha de galvanização por imersão a quente contínua. A atmosfera da fornalha foi estabelecida para garantira a galvanização pelo acoplamento de um equipamento para introdução de H2O e CO2 gerados pela queima de um gás misto de CO e H2 e introdução de gás N2 contendo 10 % em volume de H2 e controlado para ter um ponto de condensação de menos 10°C. A têmpera foi conduzida sob as condições mostradas nas tabelas 2 ou 3. Particularmente no caso de aços com conteúdo elevado de Si designados como C, F e H. como os defeitos de não galvanização e retardo da ligação tenderam a ocorrer quando o controle da atmosfera do forno de fundição não foi realizado, a atmosfera (potencial de oxigênio) tem que ser controlada no

Petição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 51/84

47/71 caso de submeter aços com conteúdo alto de Si à galvanização por imersão a quente ou tratamento de ligação.

[00168] Depois, algumas das chapas de aço foram submetidas ao tratamento de ligação na faixa de temperatura de 480 a 590°C. O peso do revestimento da galvanização do zinco em imersão a quente das chapas de aço galvanizadas era cerca de 50 g/m² por lado. Finalmente, as chapas de aço obtidas foram laminadas com encruamento em uma redução de 0,4%.

Petição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 52/84

48/71 (Q (Λ (Λ ro

E

E ro <

_l

LU ffi <

Tipo do Exemplo	o «ro o c Φ > c	o «ro o c φ > c	Invenção	o «ro o c φ > c	Invenção	O «ro o c φ > c	Invenção	Invenção	o «ro o c φ > c	Invenção	Invenção	o > Η—1 2 ro α E o	Comparativo	Comparativo
temp. Ac3	829	0S8	998	00	00	861	812	841	co o 00	o 00	841	co Ν’ 00	882	Ν’ O 00
Outros	1	1	1	o o o II ro O	Cr=0,46	1	1^ o o o o II m	Ni=0,62,Cu=0,32	Nb=0,028	Ti=0,046, Ce=0,0008	Nb=0,037,Ti=0,019, Mo=0,14,B=0,0028	1	1	Ti=0,017, B=0,0019
O	0,0023	0,0025	00 o o o	(O n· o o o	1^ o o o	0,0021	(O o o o	0,0028	0,0025	0,0023	0,0024	0,0037	0,0032	0,0027
z	0,0024	0,0022	0,0029	0,0031	00 o o o	0,0024	0,0027	0,0028	0,0024	0,0026	0,0023	0,0063	0,0022	0,0026
<	0,019	0,022	0,028	0,016	0,032	0,033	0,021	0,027	0,023	Ν’ O O o	0,014	0,024	0,037	0,024
w	0,0023	o o o	0,0024	0,0035	0,0022	00 o o o	0,0022	(O o o o	0,0022	0,0042	0,0019	co Ν’ O O o	0,0038	0,0033
0.	0,009	00 o o o	0,009	0,009	o o	1^ o o o	0,009	00 o o o	00 o o	o o	co o o	0,0026	0,013	0,013
Mn	1,83	1^	1,74	1,84	1,57	1,84	2,39		2,38	2,54	2,17	1,12	1,76	nl
w	00 N· o	00 00 o	1,23	0,74	0,52	1,33	00 N· o	CN	0,72	0,53	0,72	0,01	0,42	0,34
O	0,092	00 00 o o	o o	0,079	0,081	0,122	0,095	0,112	0,181	0,169	00 00 o o	0,095	0,034	0,098
Símbolo do aço	<	m	O	Q	Lll	LL	0	X		“3		_l|	2|	Z|

m ro

CN ω

ro φ

ro

H—' ω

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C

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ro o

T3 .c o

Ό ro =3 ω

•ro * b C ç c [uuiuuj uqueeai

Petição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 53/84

49/71

Tipo do Exemplo

Invenção

Comparativo

Comparativo

Invenção

Invenção

Comparativo

Invenção

Invenção

Invenção

Invenção

Comparativo

Invenção

Invenção

Comparativo

Comparativo

Comparativo

Comparativo

Invenção

Temp. de ligação (°C)

CN * 1

CN * 1

CN * 1

CN * 1

CN * 1

CN * 1

CN * 1

CN * 1

CN * 1

CN * 1

CN * 1

540

o 00 N·

o 05 m

o Ν' m

o Ν' m

o Ν' m

CN * 1

Temp. tratamento térmico (°C)

o (O co

o CN 00

o CN CO

o CN CO

400

O| 00 cnI

o co co

o co co

o co co

420

O| CN CNl

460

470

O| co ml

CNI *, I

460

o m

o co oo

Taxa media de resfriamento 630~570°C (°C/s)

CO CN

CO CN

CO CN

CO CN

CO CN

CO CN

m o

05

co CN

CO

O

O

CO

O

o

a

3

COI cnI

Temp. de têmpera (°C)

o o 00

o o 00

o 00

o o 00

o o 00

o o 00

o o 00

820

o 00 1^

o o 00

o o 00

o o 00

o o 00

o o 00

o o 00

o o 00

o o 00

o o 00

HR2 (°C/s)

m_

8

81

1^ o

CN CN

m_

m_

CO

co_

m_

m_

m_

CN

CN

CN

CN

CN

m_

HR1 (°C/s)

(O oo

§1

81

CN

05 05

co oo

co oo

05 K

05 oo

co oo

co oo

co oo

CN

CN

CN

CN

CN

co oo

Temp. de bobinamento a quente (°C)

580

560

o 00 m

o m m

O CO m

o CN CO

o 00 m

o Ν' m

o 1^ m

o 00 m

o co m

o 05 m

O 1^ m

O 1^ m

O CN CO

O CO m

O CN 1^

o m m

Produto chapa tipo*1

0£ O

0£ O

0£ O

0£ O

0£ O

0£ O

0£ O

0£ O

0£ o

Õ

Õ

< 0

< 0

< 0

< 0

< 0

< 0

0£ O

Símbolo do aço

<:

CN <:

CO <:

<:

m <:

co <:

1^ <:

00 <:

05 <:

A-10

A-11

A-12

A-13

A-14

A-15

co <:

1^ <:

1 m

Petição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 54/84

50/71 Ǥ <

Ο

Ο

I

CN <

_ι

LU ffi <

Tipo do Exemplo

Invenção

Invenção

Invenção

Comparativo

Comparativo

Comparativo

Comparativo

Invenção

Invenção

Invenção

Invenção

Invenção

Invenção

Invenção

Temp. de ligação (°C)

CN * 1

520

CN * 1

CN * 1

CN * 1

CN * 1

CN * 1

CN * 1

o tõ

CN * 1

CN * 1

CN * 1

CN * 1

o CN o

Temp. tratamento térmico (°C)

420

450

o co oo

ol 00 cnI

ol Μ ml

o CN 00

o co co

420

450

o co co

o co co

o co co

420

440

Taxa media de resfriamento 630~570°C (°C/s)

CO

CO

CO CN

CO CN

CO CN

CO CN

CO

CO

CO CN

CO CN

CO CN

CO

CO

Temp. de têmpera (°C)

o o 00

o o 00

o Ν' 00

o 00 1^

o o 00

o 00 1^

O| ΝΊ

o CN 00

o CN 00

o o 00

o o 00

o o 00

o o 00

o o 00

HR2 (°C/s)

CN

CN

CO

CN

in

SI

in

CN CN

CN CN

in

in

in

CN

CN

HR1 (°C/s)

CN

CN

co co

00 co

co oo

SI

co oo

00 o

00 o

co oo

co oo

co oo

CN

CN

Temp. de bobinamento a quente (°C)

O 00 N·

O 1^ m

o 1^ m

ol 03 col

o co o

o s

440

O 03 o

O 00 o

o co o

o 03 o

o 00 o

O CO o

O Ν' o

Produto chapa tipo*1

õ

< 0

0£ O

0£ o

0£ O

0£ o

0£ O

Õ

< 0

0£ O

0£ O

0£ O

Õ

< 0

Símbolo do aço

CN 1 m

co 1 co

1 o

CN 1 o

CO 1 O

τ O

o 1 O

co 1 O

1^ 1 O

1 Q

1 ui

1 LL

CN 1 LL

co 1 LL

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ο ο

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σ φ

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φ ι=

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Η—» c

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φ ο

ιφ φ

Ε ο

ο.

φ σ

φ

Ν 'c φ

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σ) ο

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ιφ c

ο ω

ω φ

ο

ο.

ο φ

=3 σ

φ ο

Τ3

C

CN *

Petição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 55/84

51/71

CN <

LU ffi í

<

Q «S <

Tipo do Exemplo

o «ro o c ro > _c

Invenção

o > 2 ro α E o

Comparativo

o «ro o c 05 > _c

o «ro o c 05 > _C

Comparativo

o «ro o c 05 > _C

Comparativo

o > H—' 2 ro α E o

Invenção

Invenção

o > H—' 2 ro α E o

Comparativo

Invenção

Temp. de ligação (°C)

CN * 1

CN * 1

CN * 1

CN * 1

CN * 1

O 00

o CN w

CN * 1

CN * 1

CN * 1

CN * 1

o 00

o co «n

o CN w

CN * 1

Temp. tratamento térmico (°C)

o CN co

o co co

o co CN

o co co

420

440

CN * 1

o 00 co

o co CN

o 00 Ό

410

440

o oo w

CN * 1

o co co

Taxa media de resfriamento 630~570°C (°C/s)

CO CN

CO CN

CO 00

o 05

CO

CO

CO

CO CN

CO CN

CO CN

CO

CO

CO

CO

Temp. de têmpera (°C)

o 05

o 05

o oõ

o oõ

o 05

o 05

790

o o 00

o o 00

o o 00

o o 00

o o 00

o o 00

o o 00

790

HR2 (°C/s)

«n

«n

co co

o 00

CN

CN

CN

«n

«n

«n

CN

CN

CN

CN

HR1 (°C/s)

co oo

co oo

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CN

CN

CN

co oo

co oo

co oo

CN

CN

CN

CN

00 co

Temp. de bobina- mento a quente (°C)

o oo w

o 00 «n

o o co

o o co

O O w

O O w

O 05 w

o co w

o w

o w

O 05 w

O S

O S

O w

o O w

Produto chapa tipo*1

Ct O

Ct O

ct O

ct o

0

< 0

< 0

Ct O

Ct O

Ct O

0

< 0

< 0

< 0

Ct O

Símbolo do aço

0

G-2

G-3

G-4

G-5

G-6

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1 X

CN 1 X

CO 1 X

M- X

«n 1 X

co 1 X

1 X

1

Petição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 56/84

O

O n

<

_l

LU ffi <

52/71

CN <

LU ffi í

<

Q «S <

Tipo do Exemplo

o > 2 ro α E o

o > 2 ro α E o

Invenção

o >ra o c φ > _c

Invenção

O > H—1 2 ro α E o

Comparativo

Comparativo

o >ra o c 05 > _C

Invenção

o > H—' 2 ro α E o

Comparativo

O > H—' 2 ro α E o

o > H—' 2 ro α E o

Comparativo

Temp. de ligação (°C)

CN * 1

CN * 1

CN * 1

CN * 1

CN * 1

CN * 1

CN * 1

CN * 1

CN * 1

o 00 N·

o CN m

o 00 N·

CN * 1

CN * 1

o CN m

Temp. tratamento térmico (°C)

o (O CN

o co oo

o m co

o CN CO

o co co

o co co

o co co

o 1^ CN

410

440

460

CN * 1

o co co

420

440

Taxa media de resfriamento 630~570°C (°C/s)

CN CO

CO CN

00 CN

00 CN

CO CN

CO CN

CO CN

CN

CO

O

O

O

CO CN

CO

O

Temp. de têmpera (°C)

O 05 1^

o 00 1^

o 05 1^

O O 00

o co 00

o co 00

o co 00

o o 00

o o 00

o o 00

o o 00

o o 00

o o 00

o o 00

o o 00

HR2 (°C/s)

m co

in

in

in

m co

CN

in

CN

CN

o co

CN

in

CN

CN

HR1 (°C/s)

00 co

o CN

co oo

co oo

co oo

o CN

O 05

co oo

CN

CN

o 1^

CN

co oo

CN

CN

Temp. de bobina- mento a quente (°C)

490

530

530

o co m

o CN m

O m m

O CO m

o co m

O CN m

O co m

o o co

O Ν' m

o o co

O 05 m

O O CO

Produto chapa tipo*1

0£ O

0£ O

0£ O

0£ O

0£ O

0£ O

0£ O

0£ O

Õ

< 0

< 0

< 0

0£ O

Õ

< 0

Símbolo do aço

CN 1

CO 1

1 “3

1

CN 1

CO 1

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m 1

co 1

1^ 1

00 1

05 1

1 _l

CN 1 _l

co 1 _l

Petição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 57/84

O

O n

<

_l

LU ffi <

53/71

CN <

LU ffi í

<

Q «S <

Tipo do Exemplo	o > H—' 2 ro α E o	o > H—' 2 ro α E o	Comparativo	o > H—' 2 ro α E o	Comparativo	Comparativo
φ	o
Ό	o
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Petição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 58/84

O

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54/71 [00170] As chapas de aço laminadas a frio, as chapas de aço galvanizadas por imersão a quente e as chapas de aço com liga galvanizadas por imersão a quente obtidas foram testadas quanto à resistência para determinar sua tensão de escoamento (YS), resistência máxima a tração e alongamento total (El). O teste da expansão de orifício também foi realizado para medir a proporção da expansão do orifício. [00171] Devido à estrutura de seu compósito, as chapas de aço da presente invenção muitas vezes não exibem alongamento do ponto de estricção. A tensão de escoamento foi mediada, portanto, pelo método 0,2%-offset. As amostras que tinham TS x El de 16.000 (MPa x %) ou mais foram consideradas serem chapas de aço de alta resistência com bom equilíbrio entre resistência e flexibilidade.

[00172] Para avaliar a proporção de expansão do orifício (λ), um orifício circular com 10 mm de diâmetro foi perfurado com uma folga de 12,5% e, com a rebarba como o lado do metal em contato com a matriz, o orifício foi expandido com um perfurador cônico a 60°. O teste de expansão do orifício foi repetido cinco vezes sob cada conjunto de condições e a média dos cinco resultados dos testes foi definida como a proporção de expansão do orifício. As amostras que tinham um TS x λ de 40.000 (MPa x %) ou mais eram consideradas serem chapas de aço de alta resistência com bom equilíbrio entre resistência e a expansibilidade do orifício.

[00173] As amostras que tiveram um bom equilíbrio entre resistência e flexibilidade e um bom equilíbrio entre resistência e expansibilidade do orifício foram consideradas serem chapas de aço de alta resistência com excelente equilíbrio entre a expansibilidade do orifício e a flexibilidade.

[00174] A medida da resistência a fadiga foi conduzida de acordo com o Método do Teste de Fadiga de Dobramento descrito em JIS Z

2275. O teste foi realizado com uma proporção de tensão de menos 1

Petição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 59/84

55/71 e uma taxa de repetição de dobramento de 30 Hz usando uma peça de teste JIS No. 1 que possui uma região de bitola de largura mínima de 20 mm e R - 42,5 mm. O teste foi realizado com n = 3 em cada tensão e a tensão máxima na qual todas as n=3 peças de teste permaneceram sem fraturas depois de 10 milhões de ciclos de repetição foi considerada a resistência à fadiga. O valor obtido pela divisão desse valor pela resistência máxima a tração foi chamado de coeficiente limite de fadiga (= resistência à fadiga / resistência máxima a tração) e a amostra que possuía um coeficiente limite de fadiga de 0,5 ou mais foi considerada ser uma chapa de aço com excelente resistência a fadiga.

[00175] Depois, as microestruturas da chapa de aço foram determinadas e o relacionamento de orientação cristalina entre a ferrita e as estruturas rígidas foi medido.

[00176] Na determinação da microestrutura, a técnica descrita anteriormente foi usada para identificar as diferentes estruturas. Entretanto, a austenita retida, quando sua estabilidade química é baixa, se transforma em martensita se ela perde a coerção do limite da partícula a partir das partículas de cristal circundantes devido ao polimento ou a exposição da superfície livre no momento em que a peça de teste é preparada para a observação da microestrutura. Como resultado, pode surgir uma diferença entre a fração de volume de austenita retida contida na chapa de aço como medida diretamente tal como pela medição com raio X e aquela da austenita retida presente na superfície avaliada depois da exposição da superfície livre pelo polimento ou semelhante. [00177] Nessa invenção, foi necessário medir o relacionamento de orientação cristalina entre a ferrita da fase principal e as estruturas rígidas pela técnica FESEM-EBSP. As microestruturas foram determinadas, portanto, depois do polimento da superfície.

[00178] A diferença de orientação entre a ferrita adjacente e a esPetição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 60/84

56/71 trutura rígida foi medida pela técnica acima mencionada e classificada como se segue:

[00179] E (Excelente): A proporção de todas as estruturas rígidas responsáveis pelas estruturas rígidas com diferença de orientação cristalina de menos do que 9° é de 50% ou mais.

[00180] F (Satisfatória): A proporção de todas as estruturas rígidas responsáveis pelas estruturas rígidas com diferença de orientação cristalina de menos do que 9° é de 30% ou mais.

[00181] P (Insatisfatória): A proporção de todas as estruturas rígidas responsáveis pelas estruturas rígidas com diferença de orientação cristalina de menos do que 9° é menor do que 30%.

[00182] Um aperfeiçoamento particularmente acentuado na proporção de expansão do orifício é observado quando a proporção de todas as estruturas rígidas responsáveis pelas estruturas rígidas com diferença de orientação cristalina de menos do que 9° é de 50% ou mais. Essa faixa foi definida, portanto, como a faixa da invenção.

[00183] A figura 2 é um conjunto de exemplos de imagem pelo mapeamento FESEM-EBSP Image Quality (IQ) obtidas das chapas de aço da invenção e comparativas.

[00184] Na chapa de aço da invenção (i), as diferenças de orientação cristalina entre a ferrita: 1 e a bainita adjacente: A e entre a ferrita: 2 e a bainita adjacente: B, C são menores do que 9° e a martensita: D está circundada pela bainita C. Em contraste, na chapa de aço comparativa (ii), a bainita: E, F tem diferenças de orientação cristalina maiores do que 9° em relação a toda ferrita adjacente a ela.

[00185] As Tabelas 4 e 5 mostram os resultados das medidas para as chapas de aço obtidas.

Petição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 61/84

57/71

Diferença de orientação cristalina da Ferrita / estrutura rígida

ui

D-l

O-l

ui

ui

LL|

ui

ui

ui

ui

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ui

Proporção das estruturas

F Β M RA

CN

CN

CN

CN

CN

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CN

CN

CN

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1^ 00

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00 00

06

1^ 00

1^ 00

1^ 00

1^ 00

Estruturas

Estruturas residuais *3

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

Estruturas rígidas *3

Β, M, RA

Β, M, RA

Β, M, RA

Β, M, RA

B, RA

M, RA

Β, M, RA

Β, M, RA

Β, M, RA

Β, M, RA

Β, M

Β, M, RA

Β, M, RA

Fase Principal *3

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

Produto tipo*1

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CR

CR

CR

CR

CR

CR

CR

CR

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õ

GA

GA

Símbolo do aço.

A-1

CN <:

A-3

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A-5

A-6

z-v

A-8

A-9

A-10

A-11

CN <:

CO <:

Petição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 62/84

58/71 Ǥ <

Ο

Ο

I <

_ι

LU ffi <

Diferença de orientação cristalina da Ferrita / estrutura rígida

O-l

O-|

O-l

LLl

LLl

LLl

LLl

LLl

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LLl

0-

0-

LLl

Proporção das estruturas

F Β M RA

o

o

o

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CN

CN

CN

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-

CO

-

o

CO

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o

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CO

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co

co

1^

1^

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CO

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o

m

co

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1^ 00

05 00

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1^ 00

00 00

00 00

85

co 00

co 00

1^ 00

σ>

1^ 00

Estruturas

Estruturas residuais *3

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

o

1

Estruturas rígidas *3

0.

Β, M

0.

Β, M, RA

Β, M, RA

Β, M, RA

Β, M, RA

Β, M, RA

M, RA

Β, M, RA

Β, M, RA

1

Β, M, RA

Fase Principal *3

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

Produto tipo*1

GA

GA

GA

GA

CR

Õ

GA

CR

CR

CR

CR

CR

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Símbolo do aço.

A-14

A-15

A-16

A-17

1 m

B-2

B-3

1 o

C-2

C-3

C-4

C-5

C-6

Petição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 63/84

59/71 Ǥ <

Ο

Ο

I <

_ι

LU ffi <

Diferença de orientação cristalina da Ferrita / estrutura rígida	ui	ui	ui	ui	ui	ui
Proporção das estruturas	F Β M RA	CN	CN	CN	CO	m
CO	co	1^	1^	co	co
m		CO	1^	m	co
1^ 00	00 00	00 00	co 00	00	00
Estruturas	Estruturas residuais *3	1	1	1	1	1	1
Estruturas rígidas *3	Β, M, RA	Β, M, RA	Β, M, RA	Β, M, RA	Β, M, RA	Β, M, RA
Fase Principal *3	LL	LL	LL	LL	LL	LL
Produto tipo*1	GA	CR	CR	CR	Õ	GA
Símbolo do aço.	1^ 1 O	D-1	E-1	1 LL	F-2	F-3

ο ο

I <

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		Invenção	Comparativo
				m	CN|
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	M—»
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	0.	M—»
	o	ó o CD
	O .Ω			CN
	,E	O		<	<
	w	Ό

Petição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 64/84

60/71

		Comparativo	o «ro o c φ > c	Invenção	o > 2 ro α E o	Invenção	Invenção	o «ro o c φ > c	Invenção	o > 2 ro α E o	Invenção	o «ro o c φ > c	o > 2 ro α E o	Comparativo
		0.43	0.54	0.61	0.42	0.55	0.53	0.51	0.57	0.42	0.53	0.55	0.41	0.39
	TS-λ (%)	31752	54438	59103	35351	66272	69084	57095	55080	25779	50463	53853	36564	35475
	TSEI (%)	18792	18990	19104	(O 1^ (O 00	00 ^· 00 00	o 00 oõ	19232	18360	00 o «n 00	1^ (O o 00	18570	15512	18705
	λ (%)	49,00	86,00	99,00	53,00	109,00	o o	95,00	90,00	39,00	o o oõ	87,00	66,00	55,00
	(%) I3	29,0	30,0	32,0	28,0	31,0	30,0	32,0	30,0	28,0	29,0	30,0	28,0	29,0
Tipo do exemplo	TS (MPa)	00 ^· (O	633	597	667	00 o (O	909	601	612	661	623	619	554	645
Coeficiente limite de fadiga com 10 milhões de ciclos	YS (MPa)	co	347	368	332	358	356	348	352	334	349	352	361	334
Propriedades de Resistência	Ms	165	165	137	137	189	137	«n (O	165	165	165	165	165	165
Ponto de transformação (°C)	ω co	474	474	458	458	00 00	458	417	474	474	474	474	474	474
Produto tipo*1	CR	CR	CR	CR	CR	CR	CR	0	0	GA	GA	GA	GA
Símbolo do aço.	A-3	A-4	A-5	A-6	A-7	A-8	A-9	A-10	A-11	A-12	A-13	A-14	«n <:

Petição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 65/84

61/71

		Comparativo	o > 2 ra α E o	Invenção	o «ra o c ra > c	Invenção	Invenção	o > H—1 2 ra α E o	Comparativo	o > 2 ra α E o	Comparativo	o «ra o c 05 > C	o «ra o c 05 > C	Invenção
		0.43	0.43	0.55	0.51	0.53	0.56	0.43	0.38	0.43	0.44	0.52	0.56	o (O ó
	TS-λ (%)	37812	36456	57408	56337	60610	57239	27347	33904	29084	36544	54438	55981	72334
	TSEI (%)	15892	05 1^ 00 00	19968	18990	19140	22644	19343	20212	19169	15988	21522	22015	18390
	λ (%)	69,00	56,00	92,00	o o 05 00	95,00	91,00	41,00	52,00	44,00	o o (O	86,00	o o 05 00	o o oo
	(%) I3	29,0	29,0	32,0	30,0	30,0	36,0	29,0	31,0	29,0	28,0	34,0	35,0	30,0
Tipo do exemplo	TS (MPa)	548	651	624	633	638	629	667	652	661	571	633	629	613
Coeficiente limite de fadiga com 10 milhões de ciclos	YS (MPa)	356	348	352	345	342	355	355	367	359	371	00 00 oo	391	346
Propriedades de Resistência	Ms	104	(O	182	155	155	184	162	162	135	* 1	135	135	00 00
Ponto de transformação (°C)	ω co	439	417	00 00	473	473	492	479	479	464	219	464	464	487
Produto tipo*1	GA	GA	CR	0	GA	CR	CR	CR	CR	CR	0	GA	CR
Símbolo do aço.	A-16	A-17	1 m	B-2	B-3	1 o	C-2	C-3	C-4	C-5	C-6	1^ 1 O	D-1

Petição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 66/84

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		Invenção	O «Φ o c Φ > _c	Invenção	Invenção
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				CN	CN		o
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				o	o	o	o
				CN	co'	CN	co'
				05	00	00	1^
			sP	O	o	O	o
					co'	in	co'
			LU	co	CN	CN	CN
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Ό Ο	0)	Φ 0.	05 O	00 05	co	00 o
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φ	«5 φ 0£			m	co	CO	CO
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Μ—» Φ Ό ο	ο «φ ο φ		Bs	499	471	459	459
Μ—»	C
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	Μ—»
	Ω Ό 2	* ο Ω.		CR	CR	0	GA
	0.	Μ—»
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Diferença de orientação cristalina da Ferrita / estrutura rígida	LU	LU
Proporção das estruturas	F Β M RA	CN	m
CN	-
O	00
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Estruturas	Fase Principal *3	1	1
Fase Principal *3	Β, M, RA	Β, M, RA
Fase Principal *3	LL	LL
Produto tipo*1	CR	CR
Símbolo do aço.	G-1	G-2

LO

Petição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 67/84

63/71 μ· <

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Diferença de orientação cristalina da Ferrita / estrutura rígida

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Proporção das estruturas

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CN

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CN

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00 1^

79

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85

CO 00

85

99

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Estruturas

Fase Principal *3

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

Fase Principal *3

B, M, RA

B, M, RA

B, M, RA

M, RA

B, M, RA

B, M, RA

B, M, RA

B, M, RA

B, M, RA

M, RA

B, M, RA

Fase Principal *3

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

Produto tipo*1

CR

CR

Õ

GA

GA

CR

CR

CR

Õ

GA

GA

GA

CR

CR

Símbolo do aço.

G-3

G-4

G-5

G-6

G-7

H-1

H-2

H-3

H-4

H-5

H-6

H-7

1

1-2

Petição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 68/84

O

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Diferença de orientação cristalina da Ferrita / estrutura rígida

Lll

Lll

Lll

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Lll

Lll

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0-1

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0-1

Proporção das estruturas

F Β M RA

CN

CN

CN

CN

-

CN

o

-

CN

CO

CN

o

o

o

-

1^

CO

CN

-

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-

-

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o

o

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o

05

CN

o

05

00

CN

O

-

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05

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76

75

00 1^

76

77

79

79

o 00

79

89

05

05

Estruturas

Fase Principal *3

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

1

Fase Principal *3

Β, M, RA

Β, M, RA

Β, M, RA

Β, M, RA

Β, M, RA

Β, M, RA

Β, M, RA

Β, M, RA

Β, M, RA

M, RA

0.

0.

0.

Fase Principal *3

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

LL

Produto tipo*1

CR

CR

CR

CR

CR

CR

CR

Õ

GA

GA

GA

CR

Õ

GA

Símbolo do aço.

ε-ι

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K-5

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K-9

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C0| 1 _i|

Petição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 69/84

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Diferença de orientação cristalina da Ferrita / estrutura rígida	ui	ui	ui	* 1	* 1	* 1
Proporção das estruturas	F B M RA	-	-	-	o	o	o
o	o	o	38	00	62
			62	52	38
94	95	95	o	o	o
Estruturas	Fase Principal *3	1	1	1	1	1	1
Fase Principal *3	B,A	B,A	B,A	m	m	m
Fase Principal *3	LL	LL	LL	2		2
Produto tipo*1	CR	Õ	GA	CR	Õ	GA
Símbolo do aço.	M-t	M-2	M-3	N-1	N-2	N-3

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l

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		o >03 O c Φ > c	Invenção	ComDarativo
		0,55	0,52	0,43
	TS-λ (%)	62852	65518	27032
	TS-EI (%)	18194	18377	19184
	λ (%)	76,00	82,00	31,00
	(%) I3	22,0	23,0	22,0
Tipo do exemplo	TS (MPa)	827	799	872
Coeficiente limite de fadiga com 10 milhões de ciclos	YS (MPa)	501	60S	475
Propriedades de Resistência	Ms	295	295	309
Ponto de transformação (°C)	Bs	508	508	516
Produto tipo*1	CR	CR	CR
Símbolo do aço.	G-1	G-2	G-3

Petição 870180063363, de 23/07/2018, pág. 70/84

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		Comparativo	o «ro o c ro > c	Invenção	o > 2 ro Q E o	Invenção	Comoarativo	o > 2 ro Q E o	Invenção	o «ro o c Φ > c	Comoarativo	o > 2 ro Q E o	o «ro o c Φ > c	Comoarativo
		0,56	0,52	0,55	0,44	0,52	0,39	0,40	0,52	0,54	00| 3	0,42	0,51	0,42
	TS-λ (%)	42504	64720	60828	22086	55545	25424	33022	51968	50081	33852	29682	62403	21299
	TSEI (%)	00 00 o	1^ o (O 00	18906	17996	22540	17252	19987	21924	21346	19964	18333	16368	15694
	λ (%)	46,00	o o o 00	74,00	27,00	69,00	28,00	38,00	o o (O	61,00	39,00	34,00	61,00	19,00
	(%) I3	12,0	23,0	23,0	22,0	28,0	19,0	23,0	27,0	26,0	23,0	21,0	16,0	14,0
Tipo do exemplo	TS (MPa)	924	809	822	00 oõ	805	908	869	812	821	00 (O 00	873	1023	CM
Coeficiente limite de fadiga com 10 milhões de ciclos	YS (MPa)	624	521	499	516	523	549	524	526	529	503	510	(O o 1^	O O 1^
Propriedades de Resistência	Ms	268	278	278	268	182	162	162	140	140	«n	140	230	237
Ponto de transformação (°C)	ω co	493	498	498	493	475	464	464	452	452	437	452	472	476
Produto tipo*1	CR	0	GA	GA	CR	CR	CR	0	GA	GA	GA	CR	CR
Símbolo do aço.	G-4	G-5	G-6	G-7	H-1	H-2	H-3	H-4	H-5	H-6	H-7	1	CN 1

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		Comparativo	o >ra o c φ > c	Invenção	o >ra o c φ > c	Comparativo	Comoarativo	o > 2 ro Q E o	Invenção	o «ro o c φ > c	Comoarativo	o > 2 ro Q E o	o > 2 ro Q E o	Comoarativo
		OOI 3	0,51	0,52	0,51	C\l|	C\l|	0,43	0,51	0,53	0,39	0,42	0,43	0,42
	TS-λ (%)	29646	75225	65472	71781	26568	30429	21299	56265	52936	28548	24156	56048	63204
	TSEI (%)	12078	00 o (O	16896	18198	9963	9016	16815	16368	18324	12078	15372	15820	15572
	λ (%)	27,00	75	62		24	27	05	55	52	26	22	124	138
	(%) I3	o	(O	(O	00	05	00	W	(O	00	-		35	34
Tipo do exemplo	TS (MPa)	1098	1003	1056	o	1107	1127	CM	1023	1018	1098	1098	452	458
Coeficiente limite de fadiga com 10 milhões de ciclos	YS (MPa)	oõ	722		735	882	698	674	S89	689	785	675	310	307
Propriedades de Resistência	Ms	222	227	300	307	285	300	293	276	276	266	276	* 1	* 1
Ponto de transformação (°C)	Bs	00 (O	459	524	528	515	524	520	510	510	504	510	496	444
Produto tipo*1	CR	CR	CR	CR	CR	CR	CR	0	GA	GA	GA	CR	0
Símbolo do aço.	ε-ι	J-1	K-1	K-2	K-3	K-4	K-5	K-6	K-7	K-8	K-9	1 _i|	C\l| 1 _i|

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		ComDarativo	O > 2 ra Q E o	ComDarativo	o > 2 ra Q E o	Comoarativo	Comoarativo	Comoarativo
		0,44	0,44	0,44	0,44	CNI	0,43	0,44
	TS-λ (%)	60300	53424	63535	55454	100254	101700	85340
	TSEI (%)	15750	16695	16490	17242	9207	9153	8032
	λ (%)	134	CN	cõ	05	00 05	100	00
	(%) I3	co	m co	co	co	05	05	00
Tipo do exemplo	TS (MPa)	450	477	485	466	1023	1017	1004
Coeficiente limite de fadiga com 10 milhões de ciclos	YS (MPa)	301	231	225	239	842	819	854
Propriedades de Resistência	Ms	* 1	234	oõ	oõ	409	409	409
Ponto de transformação (°C)	ω co	444	519	00 00 Ν'	00 00 Ν'	516	516	516
Produto tipo*1	GA	CR	0	GA	CR	0	GA
Símbolo do aço.	COI 1 _i|	M-t	M-2	M-3	N-1	N-2	N-3

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O (0 o

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69/71 [00186] Nos aços designados A-1, 4, 5, 7 a 10, 12 e 13, B-1 a 3, C1, 6 e 7, D-1, E-1,F-1 a 3, G-1, 2, 5 e 6, H-1,4 e 5, 1-1, J-1 e K-1, 2, 6 e 7 nas tabelas 4 e 5, as composições químicas das chapas de aço estão dentro da faixa especificada pela presente invenção e suas condições de produção também estavam dentro das faixas especificadas pela presente invenção. Como resultado, a proporção das estruturas rígidas cuja diferença de orientação cristalina em relação à ferrita da fase principal era menor do que 9° era grande, tal que o uso das estruturas rígidas para o reforço da estrutura não degradou a expansibilidade do orifício. Em outras palavras, um alto nível de expansibilidade do orifício pode ser garantido enquanto se explorava também o aperfeiçoamento do equilíbrio da resistência-flexibilidade devido ao reforço da estrutura. A resistência à fadiga foi simultaneamente aperfeiçoada. [00187] Como resultado, foi possível produzir uma chapa de aço com uma resistência máxima a tração de 540 MPa ou mais que tinha um equilíbrio extremamente bom entre a flexibilidade e a expansibilidade do orifício, assim como boa resistência a fadiga.

[00188] Por outro lado, nos aços designados A-2 e 3, C-4, G-4, I-3 e K-3, 4 e 8 na Tabela 4 e 5, as condições de aquecimento não satisfizeram a faixa de requisitos da presente invenção e como a proporção de estruturas rígidas cuja diferença de orientação cristalina em relação à ferrita era maior do que 9° foi maior, o valor do índice de expansibilidade do orifício TS x λ foi baixo, isto é, menor do que 40.000 (MPa x %), tal que a expansibilidade do orifício foi insatisfatória. Adicionalmente, o coeficiente limite de fadiga em 10 milhões de ciclos estava abaixo de 0,5, indicando que nenhum efeito de aperfeiçoamento de resistência a fadiga foi observado.

[00189] Nos aços designados como A-6, 11, 14 e 15, C-2 e 3, G-3 e

7, H-2, 3, 6 e 7, I-2 e K-5 e 9, na tabela 4 e 5, o fato de que, com as chapas de aço laminadas a frio, o tempo de permanência na faixa de

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70/71 temperatura de 300 a 450°C foi menor do que 30 seg e que, com as chapas de aço galvanizadas por imersão a quente e as chapas de aço com liga galvanizadas por imersão a quente, o tempo de permanência na faixa de temperatura de (temperatura do banho de galvanização + 50)°C a 300°C foi menor do que 30 seg, induziu a proporção de estruturas rígidas, cuja diferença de orientação cristalina em relação à ferrita era maior do que 9°, a ser maior, tal que o valor do índice de expansibilidade do orifício TS χ λ foi baixo, isto é, menor do que 40.000 (MPa x %) e a expansibilidade do orifício era, portanto, insatisfatória. Adicionalmente, o coeficiente limite de fadiga em 10 milhões de ciclos estava abaixo de 0,5, indicando que nenhum efeito de aperfeiçoamento de resistência à fadiga foi observado.

[00190] No aço designado A-16 na tabela 4, a alta resistência não pode ser obtida por que a austenita se transformou em perlita como resultado da taxa de resfriamento extremamente lento na faixa de temperatura de 630 para 570°C. Além disso, o equilíbrio da resistência-flexibilidade, expansibilidade do orifício e resistência à fadiga foram todos insatisfatórios.

[00191] No aço designado C-5 na tabela 4, a baixa temperatura de têmpera de 740°C induziu a perlita formada durante a laminação a quente e a cementita formada pela esferoidização da perlita a permanecerem na estrutura da chapa de aço e como isso tornou impossível assegurar uma fração de volume adequada de estruturas rígidas de bainita e martensita , a alta resistência não pode ser obtida. Adicionalmente, o equilíbrio entre resistência-flexibilidade, expansibilidade do orifício e resistência à fadiga foram todos insatisfatórios.

[00192] Nos aços designados L-1 a 3 na tabela 5, devido aos baixos conteúdos de Si e Mn de 0,01% e 1,12%, respectivamente, foi impossível no processo de resfriamento depois da têmpera inibir a transformação da perlita de maneira a garantir as estruturas rígidas como a

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71/71 bainita, martensita e austenita retida, tal que a alta resistência de 540 MPa ou mais não pode ser estabelecida.

[00193] Nos aços designados M-1 a 3 na tabela 5, o baixo conteúdo de C de 0,034% tornou impossível garantir uma quantidade adequada de estruturas rígidas, tal que a alta resistência de 540 MPa ou mais não pode ser estabelecida.

[00194] Nos aços designados N-1 a 3 na tabela 5, devido ao alto conteúdo de Mn de 3,2%, uma vez que a fração de volume da ferrita diminuiu durante a têmpera, uma quantidade adequada de ferrita não pode ser produzida no processo de resfriamento, Como resultado, o equilíbrio da resistência-flexibilidade era acentuadamente inferior. [00195] Além disso, as chapas de aço tinham coeficientes limites de fadiga abaixo de 0,5, indicando que nenhum efeito de aperfeiçoamento da resistência a fadiga foi observado.

APLICABILIDADE INDUSTRIAL [00196] Essa invenção fornece, com baixo custo, chapas de aço cuja resistência máxima a tração de 540 MPa ou mais é ideal mente adequada para componentes estruturais automotivos, componentes de reforço e componentes de suspensão, que combinam boa flexibilidade e expansibilidade do orifício para oferecer conformabilidade excelente e que também são excelentes na resistência a fadiga. Como essas chapas são altamente adequadas para uso em, por exemplo, componentes estruturais automotivos, componentes de reforço e componentes de suspensão, elas podem ser esperadas trazer uma grande contribuição para a redução de peso do automóvel e, portanto, ter um efeito benéfico na indústria.

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Claims (6)

1. REIVINDICAÇÕES

   1. Chapa de aço laminada a frio, caracterizada por consistir, % em massa:

   C: 0,05 a 0,20%,

   Si: 0,3 a 2,0%,

   Mn: 1,3 a 2,6%,

   P: 0,001 a 0,03%,

   S: 0,0001 a 0,01%,

   Al: 2,0% ou menos,

   N: 0,0005 a 0,0100%,

   O: 0,0005 a 0,007%, opcionalmente um, dois ou mais de:

   Cr: 0,01 a 1,0%,

   Ni: 0,01 a 1,0%,

   Cu: 0,01 a 1,0% ,

   Mo: 0,01 a 1,0%, e

   B: 0,0001 a menos do que 0,010%, ainda opcionalmente um, dois ou mais de:

   Nb: 0,001 a 0,14%,

   Ti: 0,001 a 0,14%, e

   V: 0,001 a 0,14%, opcionalmente um, dois ou mais de Ca, Ce, Mg e REM em um total de 0,0001 a 0,5%, e o saldo sendo ferro e impurezas inevitáveis, e que possui uma estrutura de chapa de aço composta principalmente por, em % em vol., ferrita: mais que 50%, uma estrutura rígida: 5% ou mais, em que a referida estrutura rígida é composta por bainita, martensita, e austenita residual, e 50% ou mais, em % em vol., de toda a estrutura rígida tem uma diferença de orientação de cristal entre a ferrita adjacente à estrutura rígida e a estrutura rígida de menos do que 9° e uma resistência à tração de 540 MPa ou mais,

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2. 2/3 em que a referida diferença de orientação de cristal é um valor composto de ambas as diferença de orientação de cristal [-1-1-1] e diferença de orientação de cristal na direção normal do plano (110).

   2. Chapa de aço laminada a frio de acordo com a reivindicação 1, caracterizada pelo fato de que tem uma galvanização baseada em zinco sobre sua superfície.
3. 3. Método de produção de uma chapa de aço laminada a frio, caracterizado pelo aquecimento de uma placa fundida que tem uma composição química como definida na reivindicação 1, diretamente ou depois de resfriada uma vez, a 1.050° ou mais; laminação a quente complementar no ponto de transformação Ar3 ou acima; bobinamento em uma faixa de temperatura de 400 a 670°C; decapagem seguida por redução por laminação a frio de 40 a 70%; durante a passagem por uma linha de têmpera contínua, aquecer em uma taxa de aquecimento (HR1) de 2,5 a 15°C/seg entre 200 a 600°C e uma taxa de aquecimento (HR2) de (0,6 x HR1)°C/seg ou menos entre 600°C e a temperatura de aquecimento máximo; temperar com a temperatura de aquecimento máximo ajustada a 760°C até o ponto de transformação Ac3, resfriando entre 630°C e 570°C em uma taxa de resfriamento média de 3°C/seg ou mais; e manter em uma faixa de temperatura de 450°C a 300°C por 30 seg ou mais.
4. 4. Método de produção de uma chapa de aço laminada a frio, caracterizado pelo aquecimento de uma placa fundida que tem uma composição química como definida na reivindicação 1, diretamente ou depois de resfriada uma vez, a 1.050° ou mais; laminação a quente complementar no ponto de transformação Ar3 ou acima; bobinamento em uma faixa de temperatura de 400 a 670°C; decapagem seguida por redução por laminação a frio de 40 a 70%; durante a passagem através de uma linha de galvanização por imersão a quente contínua, aquecer em uma taxa de aquecimento (HR1) de 2,5 a

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   15°C/seg entre 200 a 600°C e uma taxa de aquecimento (HR2) de (0,6 x HR1)°C/seg ou menos entre 600°C e a temperatura de aquecimento máximo; temperar com a temperatura de aquecimento máximo ajustada a 760°C até o ponto de transformação Ac3, resfriando entre 630°C e 570°C em uma taxa de resfriamento média de 3°C/seg ou mais para uma temperatura de (temperatura do banho de galvanização -40)°C até (temperatura do banho de galvanização +50)°C; e manter em uma faixa de temperatura de (temperatura do banho de galvanização +50)°C a 300°C por 30 seg ou mais, tanto antes ou depois quanto antes e depois da imersão no banho de galvanização.
5. 5. Método de produção de uma chapa de aço laminada a frio de acordo com a reivindicação 4, caracterizado pelo fato de que o método compreende ainda realizar o tratamento de ligação em uma temperatura de 460 a 540°C como necessário e manter em uma faixa de temperatura de (temperatura do banho de galvanização +50)°C a 300°C por 30 seg ou mais é realizada antes ou depois da imersão no banho de galvanização ou depois do tratamento de ligação ou no final.
6. 6. Método de produção de uma chapa de aço laminada a frio de acordo com a reivindicação 3, caracterizado pelo fato de que a chapa de aço é ainda eletro-galvanizada.

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