BRPI0909806B1

BRPI0909806B1 - Cold rolled sheet steel, galvanized sheet steel, hot dip galvanized sheet steel, and methods of producing the same

Info

Publication number: BRPI0909806B1
Application number: BRPI0909806-2A
Authority: BR
Inventors: Azuma Masafumi; Yoshinaga Naoki; Maruyama Naoki; Suzuki Noriyki; Sakuma Yasuharu
Original assignee: Nippon Steel & Sumitomo Metal Corporation
Priority date: 2008-03-27
Filing date: 2009-03-26
Publication date: 2017-07-04
Also published as: EP2256224A1; KR20100112657A; KR101090663B1; PL2256224T3; JP4700764B2; WO2009119751A1; CN101960034B; AU2009229885B2; US20110008647A1; CN101960034A; JPWO2009119751A1; CA2718304A1; ES2578952T3; US8163108B2; EP2256224A4; CA2718304C; AU2009229885A1; EP2256224B1; MX2010010116A; BRPI0909806A2

Description

Relatório Descritivo da Patente de Invenção para "CHAPA DE AÇO LAMINADA A FRIO, CHAPA DE AÇO GALVANIZADA, CHAPA DE AÇO GALVANIZADA POR IMERSÃO A QUENTE LIGADA, E MÉTODOS DE PRODUÇÃO DAS MESMAS".

CAMPO TÉCNICO A presente invenção refere-se a uma chapa de aço laminada a frio de alta resistência, a uma chapa de aço galvanizada de alta resistência, e a uma chapa de aço galvanizada por imersão a quente ligada de alta resistência tendo excelentes capacidade de conformação e capacidade de soldagem bem como métodos para produção dessas chapas de aço.

Esse pedido reivindica prioridade sobre a Japanese Patent Application n° 2008-083357, registrada em 27 de março de 2008, cujo teor está aqui incorporado como referência.

ANTECEDENTES DA TÉCNICA

Nos últimos anos, na indústria automotiva, as chapas de aço de alta resistência foram usadas para alcançar uma combinação de funções para proteger os ocupantes no caso de uma colisão e uma redução no peso que melhore o consumo de combustível. Em termos de garantir uma segurança favorável durante uma colisão, uma apreciação elevada de fatores de segurança e regras mais severas significam que há agora a necessidade de se usar chapas de aço de alta resistência para componentes de forma complexa, que até agora foram produzidos usando-se chapas de aço de baixa resistência. Por esta razão, propriedades superiores de dilatação de orifícios estão sendo exigidas para aço de alta resistência.

Muitos componentes de um automóvel são unidos usando-se técnicas de soldagem como soldagem por pontos, soldagem a arco ou soldagem a laser, e, portanto, para aumentar a segurança nas colisões para os veículos, é necessário que essas juntas não se fraturem na colisão. Em outras palavras, se ocorrer uma fratura numa junta durante uma colisão, então mesmo se a resistência do aço for adequada, a estrutura da junta é incapaz de absorver satis- fatoriamente a energia da colisão, tornando impossível alcançar o desempenho de absorção de energia de colisão necessária. .

Consequentemente, componentes de automóveis devem também apresentar excelente resistência nas juntas produzidas por soldagem por pontos, soldagem a arco, soldagem a laser, ou similares. Entretanto, surge um problema pelo fato de que como as quantidades de C, Si, Mn, e similares são aumentadas para se alcançar uma maior resistência da chapa de aço, tende a ocorrer uma deterioração na resistência das porções soldadas, significando que é desejável que o reforço do aço seja alcançado sem aumentos excessivos nas quantidades dos elementos de ligação incorporados ao aço.

Exemplos de indicadores para avaliação da resistência de uma junta soldada por pontos inclui um teste de resistência à tensão de cisalhamento (TSS) prescrito na JIS Z 3136 no qual uma tensão de cisalhamento é aplicada à solda, e um teste de resistência à tensão transversal (CTS) prescrito na JIS Z 3137 no qual a tensão é aplicada na direção de separação da junta. Desses dois testes, é sabido que o valor TSS aumenta com o aumento da resistência de uma chapa de aço, enquanto o valor CTS não aumenta mesmo com um aumento da resistência da chapa de aço. Como resultado, a razão de ductilida-de, que é representada pela razão entre TSS e CTS, diminui com a adição aumentada de componentes de ligação ao aço, quer dizer, com resistência aumentada do aço. É bem-sabido que uma chapa de aço de alta resistência tendo um alto teor de C tem problemas em termos de capacidade de soldagem por pontos (Vide o Documento Não-Patente 1).

Por outro lado, a capacidade de conformação de um material tende a se deteriorar à medida que a resistência do material é aumentada, e se uma chapa de aço de alta resistência deve ser usada para conformar um membro que tenha uma forma complexa, então uma chapa de aço que satisfaça tanto a capacidade de conformação favorável quanto alta resistência deve ser produzida. Embora seja usado o termo simples "capacidade de conformação", quando aplicado a um membro que tenha uma forma complexa tal como um componente de automóvel, o componente exige na verdade uma combinação de uma variedade de diferentes propriedades de conformação incluindo ductilidade, capacidade de conformação elástica, capacidade de dobramento, capacidade de expansão de orifícios, e capacidade de conformação de flange elástica. É sabido que a ductilidade e a capacidade de conformação elástica se correlacionam com o coeficiente de endurecimento do trabalho (o valor n), e as chapas de aço que tenham um valor n alto são conhecidas por exibir excelente capacidade de conformação. Exemplos de chapas de aço que apresentam excelente ductilidade e capacidade de conformação elástica incluem as chapas de aço DP (fase dupla) nas quais a microestrutura da chapa de aço é composta de ferrita e martensita, e as chapas de aço TRIP (Plasticidade Induzida por Transformação) nas quais a microestrutura da chapa de aço inclui aus-tenita residual.

Por outro lado, exemplos conhecidos de chapas de aço que apresentam excelente capacidade de expansão de furos incluem chapas de aço tendo uma microestrutura de fase única ferrita com precipitação reforçada, e chapas de aço tendo uma microestrutura de fase única bainita (vide os Documentos de Patentes 1 a 3, e o Documento Não Patente 2).

Além disso, é sabido que a capacidade de dobramento se correlaciona com a uniformidade estrutural, e foi demonstrado que a capacidade de dobramento pode ser melhorada pela melhoria da uniformidade da microestrutura do aço (vide o Documento Não Patente 3).

Consequentemente, já são conhecidas chapas de aço nas quais a microestrutura do aço é formada como uma microestrutura de fase única ferrita de precipitação reforçada (Documento de Não Patente 2) e chapas de aço DP que, embora tenham consistindo em de fase dupla compostas de ferrita e martensita, apresentam uniformidade aumentada como resultado da miniaturização das consistindo em do aço (vide Documento de Patente 4).

Chapas de aço DP contêm ferrita altamente dúctil como fase principal, e pela dispersão de martensita que é a microestrutura dura dentro da microestrutura da chapa de aço, uma excelente ductilidade pode ser alcançada. Além disso, a ferrita mais macia é facilmente moldada, e porque uma grande quantidade de deslocamentos é introduzida ao mesmo tempo em que a molda-gem, e é subsequentemente endurecida, o valor n é alto. Entretanto, se a microestrutura do aço for composta de ferrita macia e martensita dura, então como as capacidades de moldagem das duas consistindo em diferem, quando a moldagem é conduzida como parte de operações em grande escala tais como processamento de expansão de furo, pequenos microvãos tendem a se formar nas interfaces entre as duas diferentes consistindo em, resultando em uma deterioração marcada na capacidade de expansão do furo. A fração de volume de martensita incorporada dentro da chapa de aço DP tendo uma resistência à tração máxima de 590 MPa ou maior é comparativamente grande, e como o aço também contém uma multiplicidade de interfaces ferrita-martensita, os microvãos formados nessas interfaces podem se interconectar prontamente, o que pode levar a ruptura e fratura. Por essas razões, as propriedades de capacidade de expansão do furo das chapas de aço DP é pobre (vide o Documento de Não Patente 4). É sabido que uma microestrutura contendo martensita temperada pode ser usada para melhorar a capacidade de expansão de furos nessas chapas de aço DP compostas de ferrita e martensita (vide o Documento de Patente 5). Entretanto, é necessário conduzir um tratamento de têmpera adicional para melhorar a capacidade de expansão de furos, e com isso surgem problemas de produtividade. Além disso, uma diminuição na resistência da chapa de aço devido à martensita temperada é também inevitável. Como resultado, a quantidade de C adicionada ao aço deve ser aumentada para manter a resistência do aço, mas isso provoca uma deterioração na capacidade de soldagem. Em outras palavras, em relação às chapas de aço DP formadas de ferrita e martensita, se mostrou impossível alcançar tanto resistência na ordem de 880 MPa, quanto uma capacidade de expansão do furo e capacidade de soldagem favoráveis.

Em adição, quando martensita temperada é convertida em uma microestrutura dura, a fração de volume de ferrita deve ser reduzida para manter a resistência, entretanto isto resulta na deterioração da ductilidade.

Além disso, em um desenvolvimento relativo à chapa de aço DP, foi proposta uma chapa de aço galvanizada por imersão a quente de alta resistência que é composta de ferrita e uma segunda fase dura, e esse aço apresenta excelente equilíbrio entre resistência e ductilidade, bem como um equilíbrio superior entre capacidade de dobramento, capacidade de soldagem por pontos, e adesão de revestimento (vide o Documento de Patente 6). Como se- gunda fase dura, martensita, bainita e austenita residual podem ser citadas. Entretanto, em relação a essa chapa de aço galvanizada por imersão a quente de alta resistência, o recozimento deve ser conduzido a uma alta temperatura dentro de uma faixa de A3 a 950°C; com isso, há o problema de que a produtividade é pobre. Em particular, se alcançar uma soldagem por pontos favorável for também levado em consideração, então a quantidade de C, que funciona como um elemento estabilizador da austenita (isto é, um elemento que diminui o ponto Ac3) adicionada ao aço deve ser suprimida, o que frequentemente resulta e, altas temperaturas de recozimento e produtividade reduzida. Além disso, o recozimento a temperaturas extremamente altas que excedam 900°C é indesejável, porque pode provocar severos danos aos equipamentos de produção tais como a carcaça do forno e o cilindro de soleira, e tende a promover a formação de defeitos na superfície da chapa de aço.

Além disso, em relação à chapa de aço galvanizada por imersão a quente de alta resistência proposta no Documento de Patente 6, a capacidade de expansão do furo é de 55% a 918 MPa, 35% a 1035 MPa, 35% a 1123 MPa, e aproximadamente 26% a 1253 MPa. Em comparação, os resultados da capacidade de expansão do furo para a presente invenção são 90% a 980 MPa, 50% a 1080 MPa, e 40% a 1180 MPa, indicando que em relação à chapa de aço galvanizada por imersão a quente de alta resistência do Documento de Patente 6, é impossível alcançar uma combinação satisfatória de resistência e capacidade de expansão do furo. A capacidade de expansão de furo acaba sendo similarmente baixa nas chapas de aço TRIP nas quais a microestrutura do aço é composta de fer-rita e austenita residual. Isto é porque o trabalho de moldagem de componentes de automóveis, inclusive expansão de furos e conformação de flanges elásticas, é conduzido após a perfuração ou o corte mecânico da chapa. A austenita residual contida nas chapas de aço TRIP se transforma em martensita quando submetida ao processamento. Por exemplo, a estampa-gem ou o estiramento do aço faz a austenita residual se transformar em martensita; Com isso, aumentar a resistência das porções processadas, e restringindo-se a concentração dessa transformação, pode ser mantido um alto grau de capacidade de conformação.

Entretanto, quando o aço é perfurado ou cortado, as porções próximas às bordas são submetidas ao processamento, e portanto a austenita residual incorporada na microestrutura do aço nessas porções se transforma em martensita. Como resultado, uma microestrutura similar àquela de um aço DP é obtida, e a capacidade de expansão de furo e de capacidade de conformação de flange elástica tendem a deteriorar. Alternativamente, como o processo de perfuração em si é um processo que acompanha uma grande deformação, foi reportado que após a perfuração do aço, microvãos tendem a existir nas interfaces entre a ferrita e as consistindo em duras (neste caso, a martensita formada pela transformação da austenita residual), resultando na deterioração na capacidade de expansão de furos. Além disso, chapas de aço nas quais existam consistindo em cementita ou perlita nas bordas dos grãos também apresentam uma capacidade de expansão de furos pobre. Isto é porque as interfaces entre a ferrita e a cementita age como origem para formação de vãos microscópicos.

Além disso, para garantir que a austenita residual seja mantida, uma grande quantidade de C deve ser concentrada dentro da austenita, entretanto, comparado com um aço DP tendo o mesmo teor de C, (uma chapa de aço de múltiplas fases composta de ferrita e martensita), a fração de volume de consistindo em duras tende a diminuir, tomando difícil manter a resistência. Em outras palavras, no caso em que uma alta resistência de pelo menos 880 MPa é garantida, a quantidade de C adicionada necessária para o reforço aumenta consideravelmente, provocando com isso a deterioração da capacidade de soldagem por pontos. Consequentemente, o limite superior para a fração de volume de austenita residual é 3%.

Como resultado, conforme descrito nos Documentos de Patente 1 a 3, pesquisas em chapas de aço tendo excelente capacidade de expansão de furos levaram ao desenvolvimento de chapas de aço laminadas a quente de alta resistência tendo uma microestrutura de fase única de bainita ou de ferrita com precipitação reforçada como fase principal, na qual uma grande quantidade de um elemento de ligação que forma carbonetos tal como Ti é adicionada para converter o C incorporado dentro do aço em um carboneto de liga, suprimindo dessa forma a formação de uma fase cementita nas bordas dos grãos, e produzindo uma capacidade superior de expansão de furos.

No caso de uma chapa de aço tendo uma microestrutura de fase única bainita, para converter a microestrutura da chapa de aço para uma microestrutura de fase única bainita, a produção de chapa de aço laminada a frio deve incluir inicialmente o aquecimento até uma temperatura alta para formar uma fase única austenita, portanto, a produtividade é pobre. Além disso, consistindo em bainita incluem uma grande quantidade de deslocamento; portanto, elas apresentam uma pobre capacidade de trabalho e são difíceis de usar para componentes que requeiram uma ductilidade favorável e capacidade de conformação elástica. Além disso, se for considerada a garantia de alta resistência de pelo menos 880 MPa, então uma quantidade de C acima de 0,1% em massa deve ser adicionada, o que significa que o aço sofre o anteriormente mencionado problema de ser incapaz de alcançar uma combinação de alta resistência e capacidade de soldagem por pontos favorável.

Em chapas de aço que tenham uma fase única ferrita com precipitação reforçada , o reforço da precipitação fornecido por carbonetos de Ti, Nb, Mo, V, ou similares é usado para aumentar a resistência da chapa de aço enquanto suprime a formação de cementita e similares; portanto, uma chapa de aço tendo uma combinação de alta resistência de 880 MPa ou maior e uma capacidade superior de expansão de furo pode ser obtida. Entretanto, no caso de chapas de aço laminadas a frio que sofrem etapas de laminação a frio e re-cozimento, é difícil utilizar o efeito de reforço da precipitação acima.

Em outras palavras, o reforço da precipitação é executado pela precipitação coerente de um carboneto de liga de Nb ou Ti ou similar na ferrita. Em uma chapa de aço laminada a frio que tenha sido submetida a uma laminação a frio e a um recozimento, como a ferrita é processada e é recristalizada durante o recozimento, a relação de orientação com o precipitador coerente de Nb ou Ti durante a etapa de laminação a quente é perdida; portanto, a função de reforço de precipitado é grandemente perdida, e torna difícil usar essa técnica para reforçar o aço laminado a frio.

Além disso, é sabido que quando a laminação a frio é conduzida, o Nb ou o Ti atrasam significativamente a recristalização, significando que para garantir excelente ductilidade, é necessária uma etapa de recozimento a alta temperatura, o que resulta em uma produtividade pobre. Além disso, mesmo se uma ductilidade similar àquela da chapa de aço laminada a quente tiver que sei obtida, o aço com precipitação reforçada ainda apresenta uma ductilidade e uma capacidade de conformação elástica inferiores, e portanto é inadequadc para regiões que requeiram capacidade de conformação elástica superior.

Aqui, na presente invenção, uma chapa de aço da qual o produtc de resistência à tração máxima e o alongamento total é 16.000 (MPa x %) ou mais é considerado ser um aço de alta resistência tendo ductilidade favorável. Em outras palavras, os valores de ductilidade almejados são 18,2% a 880 MPa, 16,3% ou mais a 980 MPa, 14,8% ou mais a 1080 MPa, e 13,6% ou mais a 1180 MPa.

Chapas de aço que indicam esses problemas e são fornecidas para satisfazer uma combinação de ductilidade e capacidade de expansão de furo superiores estão descritas nos Documentos de Patente 7 e 8. Essas chapas de aço são produzidas pela formação inicialmente de uma microestrutura composta de ferrita e martensita, e subsequentemente temperando-se e amaciando-se a martensita, com isso é feita uma tentativa de produzir um equilíbrio melhorado entre a resistência e a ductilidade, bem como uma melhoria simultânea na capacidade de expansão do furo, reforçando-se estruturalmente o aço.

Entretanto, mesmo se forem alcançadas melhorias na capacidade de expansão de furos e na capacidade de conformação de flanges elásticas pela suavização de consistindo em duras devido à tempera da martensita, o problema de capacidade inferior de soldagem por pontos permanece se aplicado a chapas de aço de alta resistência de 880 MPa ou maior.

Por exemplo, temperando-se a martensita, consistindo em duras podem ser amolecidas e a capacidade de expansão de furo pode ser melhorada. Entretanto, como ocorre simultaneamente uma redução na resistência, a fração de volume da martensita deve ser aumentada de modo a compensar essa redução ma resistência; portanto, uma grande quantidade de C deve ser adicionada. Como resultado, a capacidade de soldagem por pontos e similares tende a deteriorar. Além disso, no caso de se usar equipamentos tais como equipamento de galvanização por imersão a quente no qual tanto o resfriamento brusco quanto a têmpera não podem ser conduzidas uma microestrutura contendo ferrita e microestrutura martensita deve ser formada primeiro, e um tratamento térmico separado deve ser então conduzido, portanto a produtividade é pobre.

Por outro lado, é bem-sabido que a resistência de uma junta soldada depende da quantidade de elementos adicionados e particularmente da quantidade de C adicionada, contida na chapa de aço. É sabido que reforçando-se uma chapa de aço enquanto se restringe a quantidade de C adicionada, pode ser obtida uma combinação de resistência favorável e de capacidade de soldagem favorável (isto é, manutenção da resistência da junta de uma porção soldada). Como uma porção soldada é fundida e então resfriada em uma taxa de resfriamento rápido, a microestrutura da porção dura se transforma para incluir principalmente martensita. Consequentemente, a porção soldada é extremamente dura e apresenta uma capacidade de deformação pobre (capacidades de moldagem). Além disso, mesmo se a microestrutura da chapa de aço tiver sido controlada, como o aço é fundido na soldagem, o controle da microestrutura na porção soldada é extremamente difícil. Como resultado, melhorias nas propriedades da porção soldada Têm convencionalmente sido feitas pelo controle dos componentes dentro da chapa de aço (por exemplo, vide o Documento Patente 4 e o Documento de Patente 9). A descrição acima também se aplica a chapas de aço que tenham uma microestrutura de múltiplas fases contendo ferrita e bainita. Em outras palavras, uma microestrutura bainita é formada a uma temperatura maior que uma microestrutura martensita, e é, portanto, consideravelmente mais macia que a martensita. Como resultado, consistindo em bainita são conhecidas por exibirem uma capacidade superior de expansão de furo. Entretanto, uma vez que elas são consistindo em macias, é difícil alcançar uma alta resistência de 880 MPa ou maior. Naqueles casos em que a fase principal é ferrita e as consistindo em duras são formadas como consistindo em bainita, para garantir uma alta resistência de pelo menos 880 MPa, a quantidade de C adicionada deve ser aumentada, a proporção de consistindo em bainita deve ser aumentada, e a resistência das consistindo em bainita deve ser melhorada. Isto provoca uma deterioração marcante na capacidade de soldagem por pontos do aço. O Documento de Patente 9 descreve que adicionando-se Mo a uma chapa de aço, propriedades favoráveis de capacidade de soldagem por pontos podem ser alcançadas mesmo para chapas de aço tendo um teor de C que exceda 0,1% em massa. Entretanto, embora a adição de Mo à chapa de aço suprima a formação de vãos ou fraturas na porção soldada por pontos, e melhore a resistência da junta soldada para condições de soldagem em que esses tipos de defeitos ocorrem prontamente, não há melhoria na resistência da junta soldada sob condições em que os defeitos acima não ocorrem. Além disso, se for dada consideração para alcançar uma alta resistência de pelo menos 880 MPa, então a adição de uma grande quantidade de C é inevitável, e permanece o problema de que é difícil obter uma chapa de aço que apresente tanto capacidade favorável de soldagem por pontos capacidade superior de conformação. Além disso, como a chapa de aço inclui austenita residual como microestrutura dura, durante a expansão do furo ou a formação da flange elástica, o estresse tende a estar concentrado nas interfaces entre a ferrita macia que representa a fase principal e a austenita residual que funciona como a mi-croestrutura dura, resultando na formação de microvãos e na interconexão, com o que ocorre a deterioração dessas propriedades.

Além disso, o Mo tende a promover a formação de consistindo em em forma de tiras, provocando a deterioração na capacidade de expansão de furo. Consequentemente, na presente invenção, conforme descrito abaixo, as investigações foram focadas em condições que realizaram satisfatoriamente a capacidade de soldagem sem a adição de Mo.

Uma chapa de aço conhecida que combina uma alta resistência máxima à tração de pelo menos 780 MPa com uma capacidade de soldagem favorável está descrita no Documento de Patente 4 listado abaixo. Nessa chapa de aço, utilizando-se uma combinação de reforço de precipitação devido à adição de Nb ou Ti, reforço do grão fino, e reforço do deslocamento que utilize ferrita não-recristalizada, uma chapa de aço que combina uma resistência de pelo menos 780 MPa com ductilidade e capacidade de dobramento superiores pode ser obtida mesmo quando o teor de carbono da chapa de aço for 0,1% em massa ou menos. Entretanto, para permitir a aplicação aos componentes que tenham formas mais complexas, também são ainda necessárias outras melhorias na ductilidade e na expansão de furos. Conforme descrito acima, alcançar uma combinação de alta resistência de pelo menos 880 MPa e níveis superiores de ductilidade, capacidade de conformação elástica, capacidade de dobramento, capacidade de expansão de furo, capacidade de conformação de flange elástica, e capacidade de soldagem por pontos provou ser extremamente difícil.

Documento de Patente 1: Japanese Unexamined Patent Application, First Publication n° 2003-321733 Documento de Patente 2: Japanese Unexamined Patent Application, First Publication n° 2004-256906 Documento de Patente 3: Japanese Unexamined Patent Application, First Publication n°H11-279691 Documento de Patente 4: Japanese Unexamined Patent Application, First Publication n° 2005-105367 Documento de Patente 5: Japanese Unexamined Patent Application, First Publication n° 2007-302918 Documento de Patente 6: Japanese Unexamined Patent Application, First Publication n° 2006-52455 Documento de Patente 7: Japanese Unexamined Patent Application, First Publication n° S63-293121 Documento de Patente 8: Japanese Unexamined Patent Application, First Publication n°S57-137453 Documento de Patente 9: Japanese Unexamined Patent Application, First Publication n° 2001-152287 Documento de Não-Patente 1: Nissan Technical Review, N- 57 (2005-9), p. 4 Documento de Não-Patente 2: CAMP-ISIJ vol. 13 (2000), p. 411 Documento de Não-Patente 3: CAMP-ISIJ vol. 5 (1992), p. 1839 Documento de Não-Patente 4: CAMP-ISIJ vol. 13 (2000), p. 391 DESCRIÇÃO DA INVENÇÃO PROBLEMAS A SEREM RESOLVIDOS PELA INVENÇÃO A presente invenção leva em consideração as circunstâncias acima, com o objetivo de fornecer uma chapa de aço, uma chapa de aço laminada a frio de alta resistência e uma chapa de aço galvanizada de alta resistência que tenham uma resistência máxima à tração de pelo menos 880 MPa, e tam- bém apresentar níveis superiores de capacidade de soldagem, inclusive solda-gem por pontos que é essencial para a produção de componentes de automóveis e similares, e capacidade de conformação tal como ductilidade e capacidade de expansão do furo, bem como fornecer um método de produção que permita que os tipos de chapas de aço acima sejam produzidas de forma econômica.

MEIOS PARA RESOLVER OS PROBLEMAS Já é também bem-sabido que usando-se uma chapa de aço DP composta de ferrita e martensita, um alto grau de resistência e uma ductilidade superior podem ser alcançadas mesmo se a quantidade de elementos adicionada for pequena. Entretanto, é também conhecido que chapas de aço DP compostas de ferrita e martensita também sofrem de uma capacidade de expansão de furo pobre. Além disso, uma técnica conhecida para aumentar a resistência e alcançar uma alta resistência que exceda 880 MPa envolve aumentar a fração de volume de martensita pela adição de uma grande quantidade de C, que age como fonte para a martensita. Entretanto, é também sabido que aumentar a quantidade de C adicionado tende a provocar uma deterioração dramática associada na capacidade de soldagem por pontos. Consequentemente, os inventores da presente invenção focaram sua pesquisa em tentar produzir uma chapa de aço DP composta de ferrita e martensita que apresentasse tanto alta resistência quanto uma capacidade superior de soldagem por pontos, propriedades que até agora foram consideradas incompatíveis. Em particular, os inventores tentaram produzir uma chapa de aço que tivesse uma excelente capacidade de expansão do furo e alta resistência da porção soldada bem como resistência na faixa de 880 MPa a partir de uma chapa de aço DP composta de ferrita e martensita;

Como resultado da investigação intensiva objetivada para alcançar o objetivo acima, os inventores da presente invenção descobriram que ao invés de aumentar a fração de volume das consistindo em duras (martensita) contida na microestrutura da chapa de aço, pela redução do tamanho do bloco que representa a unidade estrutural da martensita, uma resistência máxima à tração de pelo menos 880 MPa pode ser alcançada mesmo se a quantidade adicionada de C for suprimida para 0,1% ou menos. Além disso, como essa técnica provoca um pequeno aumento na fração de volume de martensita, a razão da área das interfaces da superfície da microestrutura macia (ferrita) / microestrutura dura (martensita), que age como local para a formação de microvãos durante os testes de expansão de furo, pode ser reduzida mais do que em aços convencionais, portanto a chapa de aço também apresenta uma capacidade superior de expansão de furo. Como resultado, foi capaz de ser produzida uma chapa de aço que apresentava uma combinação de uma pluralidade de propriedades que provaram convencionalmente ser extremamente difícil de se alcançar, isto é, uma combinação de capacidade superior de soldagem, capacidade de expansão de furo e capacidade de conformação elástica.

Em outras palavras, a presente invenção fornece um aço que tem uma resistência máxima à tração de pelo menos 880 MPa, e também apresenta excelente capacidade de soldagem por pontos, e capacidade de conformação tal como ductilidade e capacidade de expansão do furo, bem como um método para produzir tal chapa. Os aspectos principais da presente invenção são conforme descrito abaixo.

Uma chapa de aço laminada a frio de alta resistência tendo excelente capacidade de conformação e capacidade de soldagem conforme a presente invenção contém, em termos de % em massa, C: não menos que 0,05% e não mais que 0,095%, Cr: não menos que 0,15% e não mais que 2,0%, B: não menos que 0,0003% e não mais que 0,01%, Si: não menos que 0,3% e não mais que 2,0%, Mn: não menos que 1,7% e não mais que 2,6%, Ti: não menos que 0,005% e não mais que 0,14%, P: não mais que 0,03%, S: não mais que 0,01%, Al: não mais que 0,1%, N: menos que 0,005%, e O: não menos que 0,0005% e não mais que 0,005%, e contém, como restante, ferro e as inevitáveis impurezas, onde a microestrutura da chapa de aço inclui principalmente ferrita poligonal tendo um tamanho de grão de cristal de não mãos que 4 pm, e as consistindo em duras de bainita e martensita, o tamanho do bloco da martensita é não mais que 0,9 pm, o teor de Cr dentro da martensita é de 1,1 a 1,5 vezes o teor de Cr dentro da ferrita poligonal, e a resistência à tração é de pelo menos 880 MPa. A chapa de aço laminada a frio de alta resistência tendo excelente capacidade de conformação e capacidade de soldagem conforme a presente invenção pode não conter Nb no aço, e pode não ter microestrutura em forma de tira dentro da microestrutura da chapa de aço. A chapa de aço pode também incluir, em termos de % em massa, um ou mais elementos selecionados do grupo consistindo em Ni: menos de 0,05%, Cu: menos de 0,05%, e W: menos de 0,05%. A chapa de aço pode também incluir, em termos de % em massa, V: não menos que 0,01% e não mais que 0,14%.

Uma chapa de aço galvanizada tendo excelente capacidade de conformação e capacidade de soldagem conforme a presente invenção inclui a chapa de aço laminada a frio de alta resistência da presente invenção descrita acima, e um revestimento galvanizado formado na superfície da chapa de aço laminada a frio de alta resistência.

Uma chapa de aço galvanizada por imersão a quente ligada de alta resistência tendo excelente capacidade de conformação e capacidade de soldagem conforme a presente invenção inclui a chapa de aço laminada a frio de alta resistência da presente invenção descrita acima, e um revestimento galvanizado por imersão a quente ligado formado na superfície da chapa de aço laminada a frio de alta resistência.

Um método para produzir uma chapa de aço laminada a frio de alta resistência tendo uma excelente capacidade de conformação e capacidade de soldagem conforme a presente invenção inclui aquecer uma placa lingotado contendo componentes químicos incorporados na chapa de aço laminada a frio de alta resistência da presente invenção descrita acima, ou pelo aquecimento da placa lingotado diretamente até uma temperatura de 1.200°C ou maior, ou inicialmente resfriando e subsequentemente aquecendo a placa lingotado até uma temperatura de 1,200°C ou maior, submeter a placa lingotada aquecida à laminação a quente a uma razão de redução de pelo menos 70% de modo a se obter uma chapa laminada bruta, manter a chapa laminada bruta por pelo menos 6 segundos dentro de uma faixa de temperaturas de 950 a 1080°C, e então submeter a chapa laminada bruta a uma laminação a quente sob condições onde a razão de redução é de pelo menos 85% e a temperatura de acabamento é de 820 a 950°C, de modo a se obter uma chapa laminada a quente, bobi-nar a chapa laminada a quente, e então submeter a chapa laminada a quente à laminação a frio a uma razão de redução de 40 a 70 de modo a se obter uma chapa laminada a frio, e alimentar a chapa laminada a frio à linha de processamento de recozimento contínuo, onde a alimentação da chapa laminada a frio para a linha de processamento de recozimento contínuo compreende aumentar a temperatura da chapa laminada a frio a uma taxa de aumento de temperatura de não mais que 7°C/s, compreende aumentar a temperatura da chapa laminada a frio a uma taxa de aumento de temperatura de não mais que 7°C/s, manter a temperatura da chapa laminada a frio a um valor de não menos que 550°C e não mais que a temperatura do ponto de transformação Ac1 por um período de 25 a 500 segundos, subsequentemente executando o recozimento a uma temperatura de 750 a 860°C, e então executando o resfriamento até uma temperatura de 620°C a uma taxa de resfriamento de não mais que 12°C/s, resfriando de 620°C a 570°C a uma taxa de resfriamento de pelo menos 1°C/s, e então resfriando de 250 a 100°C a uma taxa de resfriamento de pelo menos 5°C/s.

Um primeiro aspecto de um método para produzir uma chapa de aço galvanizada tendo excelente capacidade de conformação e capacidade de soldagem conforme a presente invenção inclui aquecer uma placa lingotado contendo componentes químicos incorporados na chapa de aço laminada a frio de alta resistência da presente invenção descrita acima, ou pelo aquecimento da placa lingotado diretamente até uma temperatura de 1.200°C ou maior, ou inicialmente pelo resfriamento e subsequente aquecimento da placa lingotado até uma temperatura de 1.200°C ou maior, submeter a placa lingotado aquecida à laminação a quente a uma razão de redução de pelo menos 70% de modo a se obter uma chapa laminada bruta; manter a chapa laminada bruta por pelo menos 6 segundos em uma faixa de temperaturas de 950 a 1.080°C, e então submeter a chapa laminada bruta à laminação a quente sob condições em que a razão de redução é de pelo menos 85% e a temperatura de acabamento é de 820 a 950°C, de modo a se obter uma chapa laminada a quente, bobinar a chapa laminada a quente dentro de uma faixa de temperaturas de 630 a 400°C; fazer a lavagem com ácido da chapa laminada a quente, e então submeter a chapa laminada a quente à laminação a frio a uma razão de redução de 40 a 70% de modo a obter uma chapa laminada a frio e alimentar a chapa laminada a frio a uma linha contínua de processamento de galvanização por imersão a quente, onde a alimentação da chapa laminada a frio para a linha contínua de processamento de galvanização por imersão a quente compreende aumentar a temperatura da chapa laminada a frio a uma taxa de aumento de temperatura de não mais que 7°C/s, manter a temperatura da chapa laminada a frio em um valor de não menos que 550°C e não mais que a temperatura do ponto de transformação Ac1 por um período de 25 to 500 segundos, subsequentemente executar o recozimento a uma temperatura de 750 a 860°C, resfriar da temperatura de aquecimento máxima durante o recozimento até uma temperatura de 620°C a uma taxa de resfriamento de não mais que 12°C/s, resfriar de 620°C até 570°C a uma taxa de resfriamento de pelo menos 1 °C/s, mergulhar a chapa laminada a frio em um banho de galvanização, e então resfriar de 250 até 100°C a uma taxa de resfriamento de pelo menos 5°C/s.

Um segundo aspecto de um método para produzir uma chapa de aço galvanizada de alta resistência que tenha excelente capacidade de conformação e capacidade de soldagem conforme a presente invenção inclui submeter a chapa de aço laminada a frio produzida pelo método anteriormente mencionado para produzir uma chapa de aço laminada a frio de alta resistência que tenha excelente capacidade de conformação e capacidade de soldagem conforme a presente invenção para galvanoplastia à base de zinco.

Um método para produzir uma chapa de aço galvanizada por imersão a quente ligada de alta resistência tendo excelente capacidade de conformação e capacidade de soldagem conforme a invenção inclui aquecer uma placa lingotada contendo componentes químicos incorporados à chapa de aço laminada a frio de alta resistência da presente invenção descrita acima, ou pelo aquecimento da placa lingotado diretamente até uma temperatura de 1.200°C ou maior, ou por inicialmente resfriar e subsequentemente aquecer a placa lingotado até a temperatura de 1.200°C ou maior; submeter a placa lingotado aquecida à laminação a quente a uma razão de redução de pelo menos 70% de modo a se obter uma chapa laminada bruta, manter a chapa laminada bruta por pelo menos 6 segundos em uma faixa de temperaturas de 950 a 1.080°C, e então submeter a chapa laminada bruta à laminação a quente sob condições em que a razão de redução é de pelo menos 85% e a temperatura de acaba- mento é de 820 a 950°C, de modo a obter uma chapa laminada a quente, bobi-nar a chapa laminada a quente em uma faixa de temperaturas de 630 a 400°C; efetuar lavagem ácida da chapa laminada a quente à laminação a frio a uma razão de redução de 40 a 70% de modo a obter uma chapa laminada a frio e alimentar a chapa laminada a frio em uma linha de processamento de galvanização por imersão a quente contínua, onde a alimentação da chapa laminada a frio para a linha de processamento de galvanização por imersão a quente contínua compreende aumentar a temperatura da chapa laminada a frio a uma taxa de aumento de temperatura de não mais que 7°C/s, manter a temperatura da chapa laminada a frio a um valor de não menos que 550°C e não mais que a temperatura do ponto de transformação Ac1 por um período de 25 a 500 segundos, subsequentemente executar o recozimento a uma temperatura de 750 a 860°C, resfriar de uma temperatura máxima de aquecimento durante o recozimento até uma temperatura de 620°C a uma taxa de resfriamento de não mais que 12°C/s, resfriar de 620°C até 570°C a uma taxa de pelo menos 1°C/s, mergulhar a chapa laminada a frio em um banho de galvanização, executar um tratamento de galvanização a uma temperatura de pelo menos 460°C, e então resfriar de 250 até 100°C a uma taxa de resfriamento de pelo menos 5°C/s. EFEITO DA INVENÇÃO

Conforme descrito acima, de acordo com a presente invenção, controlando-se os componentes de uma chapa de aço e as condições de recozimento, uma chapa de aço de alta resistência tendo uma resistência máxima à tração de pelo menos 880 MPa, e que combine excelente capacidade de sol-dagem por pontos com capacidade superior de conformação tais como ductili-dade e capacidade expansão de furo pode ser formada com boa estabilidade. A chapa de aço de alta resistência da presente invenção inclui não apenas uma chapa de aço laminada a frio típica e uma chapa de aço galvanizada, mas também chapas de aço revestidas com vários outros revestimentos tais como uma chapa de aço revestida com Al. A camada de revestimento da chapa de aço galvanizada pode ser ou Zn puro, ou pode incluir outros elementos tais como Fe, Al, Mg, Cr, ou Mn.

BREVE DESCRIÇÃO DOS DESENHOS A figura 1 é uma vista esquemática ilustrando um exemplo de um grão de cristal martensita em uma chapa de aço da presente invenção. A figura 2 é uma fotografia por microscópio ótico mostrando as consistindo em em forma de tiras. A figura 3(a) é uma imagem SEM EBSP da microestrutura de um aço convencional, a figura 3(b) é uma imagem SEM EBSP da microestrutura de um aço conforme a presente invenção, e a figura 3(c) é um diagrama ilustrando a relação entre a cor (escala de cinzas) e a orientação dos cristais para cada uma das consistindo em mostradas nas imagens SEM EBSP.

MELHOR FORMA DE EXECUÇÃO DA INVENÇÃO

Uma descrição detalhada das configurações da presente invenção é apresentada abaixo.

Durante suas investigações, os inventores da presente invenção focaram inicialmente sua atenção nos pontos a seguir.

Em muitas das pesquisas conduzidas até agora, porque é extremamente difícil aumentar a dureza da martensita, aumentar a dureza do aço tem focado tipicamente no aumento da fração de volume de martensita. Como resultado, o teor de C foi consideravelmente aumentado. Além disso, como as consistindo em duras provocam a deterioração da capacidade de expansão de furos, as investigações quanto à capacidade de expansão de furos focaram em negar quaisquer efeitos adversos pela eliminação de consistindo em duras, ou melhorando esses efeitos adversos pelo amolecimento das consistindo em duras. Consequentemente, em métodos convencionais, como o teor de C é aumentado, uma capacidade inferior de soldagem foi inevitável. Como os problemas descritos acima derivam da dificuldade associada com o aumento de dureza da martensita, os inventores da presente invenção focaram suas pesquisas em técnicas para aumentar a dureza da martensita.

Inicialmente foi conduzida uma investigação de fatores que controlam a resistência da microestrutura martensita. Já é bem-conhecido que a dureza (resistência) das consistindo em martensita depende do teor de C sólido-solubilizado dentro da martensita, do tamanho de grão do cristal, do reforço da precipitação devido aos carbonetos e do reforço do deslocamento. Em adição, uma pesquisa recente revelou que a dureza de uma microestrutura martensita depende do tamanho do grão de cristal, e particularmente do tamanho do bloco que é um exemplo de unidades estruturais que constituem a martensita. Consequentemente, ao invés de aumentar a fração de volume de martensita, os inventores desenvolveram o conceito de endurecer a martensita pela redução do tamanho do bloco; portanto, garante uma dureza favorável.

Além disso, em termos de capacidade de expansão de furo, os inventores da presente invenção conceberam uma nova técnica na qual ao invés de amolecer as consistindo em duras que provocam a deterioração na capacidade de expansão do furo, foi adotada uma abordagem completamente oposta às técnicas convencionais pelo fato de que a resistência das consistindo em duras foi também aumentada, permitindo, portanto, que a fração de volume fosse reduzida, o que provocou a redução no número de locais de formação de fraturas no teste de expansão de furos e permitiu uma melhoria na capacidade de expansão de furos, e os inventores conduziram então uma pesquisa intensiva nessa nova técnica. Inicialmente, como resultado de sua pesquisa intensiva, os inventores da presente invenção descobriram que a propagação de fraturas durante a moldagem da expansão de furos de uma chapa de aço incluindo consistindo em macias e consistindo em duras é provocada pela formação de defeitos microscópicos (microvãos) nas interfaces entre as consistindo em macias e as consistindo em duras, e a interconexão desses microvãos. Consequentemente, os inventores conceberam que em adição à técnica convencional de suprimir a formação de microvãos nas interfaces pela redução da diferença na dureza entre as consistindo em macias e as consistindo em duras, pode ser usada também uma nova técnica na qual a interconexão dos microvãos pode ser inibida pela redução da fração de volume das consistindo em duras.

Como resultado, os inventores descobriram que restringindo-se o tamanho do bloco martensita para não mais que 0,9 pm, um aumento significativo na resistência (dureza) das consistindo em duras pode ser alcançada, enquanto, ao mesmo tempo, a deterioração de outras propriedades que resultam da melhoria da capacidade de expansão do furo pode ser aperfeiçoada, incluindo qualquer diminuição na resistência devida ao amolecimento das consistindo em duras, a deterioração na capacidade de soldagem por pontos devido ao aumento do teor de C provocado pelo aumento na fração de volume das consistindo em duras necessário para se alcançar um endurecimento satisfatório com consistindo em duras mais macias, e a deterioração na ductilidade devido a um aumento na fração de microestrutura dura.

Além disso, como uma resistência satisfatória pode ser alcançada mesmo com uma fração de volume relativamente pequena de consistindo em duras, a fração de volume de ferrita pode ser aumentado. Isto significa que um alto grau de ductilidade pode também ser obtido.

Ao mesmo tempo, aumentar-se a resistência pela redução do tamanho de grão da ferrita pode ser usado em combinação com a técnica acima, e os inventores descobriram que mesmo se a fração de volume das consistindo em duras fosse suprimida, isto é, mesmo se a quantidade de C adicionada foi restrita a não mais que 0,1%, uma resistência máxima à tração de pelo menos 880 MPa. Ao mesmo tempo, aumentar a resistência pela redução do tamanho de grão da ferrita pode ser usado em combinação com a técnica acima, e os inventores descobriram que mesmo se a fração de volume das consistindo em duras fosse suprimida, isto é, mesmo se a quantidade adicionada de C fosse restrita a não mais que 0,1%, uma resistência máxima à tração de pelo menos 880 MPa ainda seria alcançável, e a capacidade de soldagem seria também excelente.

Inicialmente é a descrição das razões para restringir a microestrutura do aço.

Na presente invenção, uma das mais importantes características é a redução do tamanho de bloco de martensita para não mais que 0,9 pm.

Os inventores da presente invenção investigaram inicialmente várias técnicas para aumentar a resistência da martensita. Já é bem-conhecido que a dureza (resistência) de consistindo em martensita é dependente dos teores de C sólido-solubilizado dentro da martensita, do tamanho de grão do cristal, do reforço da precipitação devido aos carbonetos, e do reforço do deslocamento. Em adição, pesquisa recente revelou que a dureza de uma microestrutura martensita depende do tamanho de grão do cristal, e particularmente do tamanho do bloco que é um exemplo de unidades estruturais que constituem a martensita.

Por exemplo, conforme ilustrado na representação esquemática da figura 1, a martensita tem uma estrutura hierárquica composta de um número de unidades estruturais. A microestrutura martensita inclui grupos de lâminas muito finas que têm a mesma orientação (variante), que são conhecidas como blocos, e pacotes que são compostos de um número desses blocos. Um pacote é composto de um máximo de 6 blocos tendo uma relação de orientação específica (relação K-S / Kurdjumov-Sachs). Geralmente, a observação com um microscópio ótico é incapaz de distinguir blocos que tenham variantes com diferença mínima na orientação do cristal, portanto, um par de blocos que tenha variantes com diferença mínima na orientação do cristal pode algumas vezes ser definido como um bloco único. Em tais casos, um pacote é composto de três blocos. Entretanto, o tamanho de um bloco de martensita que tenha orientação de cristal idêntica é muito grande, e está tipicamente dentro de uma faixa de vários pm a várias dezenas de pm. Como resultado, em uma chapa de aço fina na qual a microestrutura da chapa de aço foi controlada para produzir uma microestrutura de grão fino de não mais que vários pm, o tamanho dos grãos individuais de martensita são compostos de um único bloco cada um. Consequentemente, foi descoberto que, em aços convencionais, o reforço de grãos finos na martensita não está sendo satisfatoriamente utilizado. Em outras palavras, os inventores descobriram que ao também reduzir o tamanho dos blocos de martensita que existem dentro da chapa de aço, a resistência da martensita poderia ser também aumentada, e uma alta resistência excedendo 980 MPa pode ser alcançada se a quantidade adicionada de C na chapa de aço for suprimida para menos de 0,1%. A figura 3 mostra imagens SEM EBSP das consistindo em de um aço típico (aço convencional) e de um aço da presente invenção. Em aços de alta resistência que excedam 880 MPa, como a microestrutura da chapa de aço é comparativamente pequena, e uma resolução satisfatória não pode ser atingida usando um microscópio ótico, foram conduzidas medições usando um método SEM EBSP. Conforme explicado na figura 3(c), a cor (escala de cinzas) de cada microestrutura corresponde à orientação do cristal para aquela microestrutura. Além disso, as bordas dos grãos nas quais a diferença na orientação é de 15° ou mais estão mostradas em linhas pretas. Como fica evidente da figura 3(a), as consistindo em martensita dentro de um aço típico (aço convencional) são frequentemente compostas de um único bloco, e o tamanho do blo- co é grande. Em contraste, como pode ser visto na figura 3(b), no aço da presente invenção o tamanho do bloco é pequeno, e a microestrutura martensita é composta de uma pluralidade de blocos.

Reduzindo-se o tamanho do bloco de martensita dessa forma uma alta resistência excedendo 980 MPa pode ser alcançada mesmo se a quantidade adicionada de C for reduzida para menos de 0,1%. Como resultado, a fração de volume da martensita pode ser suprimida para um nível baixo, e o número de interfaces ferrita-martensita que agem como locais de formação de microvãos durante o teste de expansão de furo pode ser reduzido, o que é eficaz na melhoria da capacidade de expansão de furo. Alternativamente, como uma resistência predeterminada pode ser garantida sem aumentar a quantidade adicionada de C, a quantidade de C adicionada ao aço pode ser reduzida, permitindo, assim, uma melhoria na capacidade de soldagem por pontos.

Nesta descrição, o tamanho do bloco de martensita descreve o comprimento (largura) através da direção perpendicular à direção do comprimento (direção maior) do bloco. A razão para restringir o tamanho de bloco da martensita para não mais que 0,9 pm é que os aumentos mais marcantes na resistência da martensita foram observados quando o tamanho foi reduzido para não mais que 0,9 pm. Consequentemente, esse tamanho de bloco é preferivelmente de na mais que 0,9 pm. Se o tamanho do bloco exceder 0,9 pm, então o efeito de reforço resultante do aumento na dureza da microestrutura da martensita se toma difícil para obter, portanto, a quantidade de C adicionada deve ser aumentada, o que leva a uma deterioração indesejável na capacidade de soldagem por pontos e propriedades de capacidade de expansão do furo. O tamanho do bloco é preferivelmente 0,7 pm ou menor, e mais preferivelmente 0,5 pm ou menor.

Conformar a ferrita que representa a fase principal da microestrutura da chapa de aço como ferrita poligonal, e restringir o tamanho do grão de cristal daquela ferrita poligonal para um valor de não mais que 4 pm são também características importantes. A importância dessas características está no fato de que, pelo reforço da ferrita, a fração de volume da martensita necessária para garantir a resistência desejada pode ser reduzida, a quantidade adicionada de C pode ser reduzida, e a proporção de interfaces ferrita-martensita que agem como locais de formação de microvãos durante o teste de expansão de furo também pode ser reduzida. A razão para restringir o tamanho do grão de cristal da ferrita poligonal da fase principal para não mais que 4 pm é que tais tamanhos permitem que a quantidade adicionada de C seja suprimida para não mais que 0,095% em massa, enquanto ainda alcança uma resistência máxima à tração de pelo menos 880 MPa e propriedades favoráveis de capacidade de expansão de furo e capacidade de soldagem. Esses efeitos são mais marcantes quando o tamanho de grão de cristal da ferrita é restrito a não mais que 4 pm, e portanto o limite do tamanho de grão de cristal é ajustado para não mais que 4 pm. Um tamanho de grão de cristal de 3 pm ou menos é ainda mais desejável.

Por outro lado, grãos ultrafinos nos quais o tamanho do grão de cristal é menor que 0,6 pm são também indesejáveis, uma vez que eles não são economicamente inviáveis, mas são também propensos a reduções no alongamento uniforme e no valor n, e tendem a sofrer de capacidade de conformação elástica e ductilidade inferiores. Por essas razões, o tamanho de grão de cristal é preferivelmente pelo menos 0,6 pm.

Na presente invenção o termo "ferrita poligonal" refere-se a grãos de ferrita cuja razão de aspecto do grão de cristal (- tamanho do grão de cristal de ferrita na direção de laminação / tamanho do grão de cristal de ferrita na direção da espessura da chapa) é não mais que 2,5. A observação da microes-trutura da chapa é conduzida a partir de uma direção perpendicular à direção de laminação, e se a razão de aspecto de pelo menos 70% do volume total dos grãos for não mais que 2,5 , então a fase principal é considerada como sendo composta de uma ferrita poligonal. Por outro lado, a ferrita cuja razão de aspecto excede 2,5 é referida como "ferrita alongada". A razão para especificar que a microestrutura do aço inclui principalmente ferrita poligonal é que tal microestrutura garante um nível favorável de ductilidade. Como a chapa de aço da presente invenção é produzida pela laminação a frio de uma chapa laminada a quente e então executando-se o recozimento, se o nível de recristalização durante a etapa de recozimento for inadequado, então, no estado laminado a frio, a ferrita que é alongada na direção de laminação permanecerá. Essas consistindo em ferrita alongadas inclu- em frequentemente uma grande quantidade de deslocamentos e, portanto, apresentam uma capacidade de conformação pobre e uma ductilidade inferior. Consequentemente, a fase principal da microestrutura da chapa de aço deve ser composta de uma ferrita poligonal. Além disso, mesmo para uma ferrita que tenha sofrido uma recristalização satisfatória, se consistindo em ferrita alongadas forem orientadas ao longo da mesma direção, então durante a deformação de tração ou deformação por expansão de furo, uma deformação localizada pode ocorrer em porções dentro dos grãos de cristal ou nas interfaces que contatam com as consistindo em duras. Como resultado, são promovidas a formação e a interconexão de microvãos, o que tende a provocar deterioração na capacidade de dobramento, capacidade de expansão de furo, e capacidade de conformação de flange elástica. Por essas razões, uma ferrita poligonal é preferida como a ferrita.

Aqui ferrita se refere ou à ferrita cristalizada que é formada durante o recozimento, ou à ferrita transformada que é gerada durante o processo de resfriamento. Na chapa laminada a frio da presente invenção, como os componentes da chapa de aço e as condições de produção são estritamente controladas, o crescimento de ferrita recristalizada é suprimido pela adição de Ti ao aço, enquanto que o crescimento de ferrita transformada é suprimido pela adição de Cr ou Mn ao aço. Em qualquer caso, o grão de ferrita é pequeno, com o tamanho do grão de cristal não excedendo 4 pm, e portanto a ferrita pode incluir ou ferrita recristalizada ou ferrita transformada. Além disso, mesmo no caso de consistindo em ferrita que incluam uma grande quantidade de deslocamentos, na chapa de aço laminada a frio da presente invenção, como o controle estrito dos componentes da chapa de aço, das condições de laminação a quente, e das condições de recozimento permite que as consistindo em ferrita sejam mantidas pequenas e que a degradação na ductilidade seja evitada, o aço pode também incluir tais consistindo em ferrita contendo deslocamentos, se a fração de volume for de menos de 30%.

Na presente invenção, a ferrita preferivelmente não inclui ferrita ba-inítica. A ferrita bainítica inclui uma grande quantidade de deslocamentos, e portanto tende a provocar a deterioração da ductilidade. Consequentemente, a ferrita é preferivelmente uma ferrita poligonal. A razão para especificar martensita como microestrutura dura é permitir que uma resistência máxima à tração de pelo menos 880 MPa seja alcançada enquanto se suprime a quantidade adicionada de C. Geralmente a bainita e a martensita temperada são mais macias que a martensita recém-gerada que não tenha sido temperada. Como resultado, se bainita ou martensita temperada for usada para as consistindo em duras, então a resistência do aço diminui significativamente, portanto a fração de volume das consistindo em duras deve ser aumentada pelo aumento da quantidade adicionada de C, para garantir o nível desejado de resistência. Isto resulta em uma deterioração indesejável na capacidade de soldagem. Entretanto, se uma martensita tendo um tamanho de bloco de não mais que 0,9 pm for incluída como microestrutura dura, o aço pode também incluir consistindo em bainita na fração de volume de menos de 20%. Além disso, o aço pode também incluir consistindo em cemen-tita ou perlita entre as quantidades que não provocam redução na resistência do aço.

Além disso, se for dada consideração a garantir uma resistência máxima à tração de pelo menos 880 MPa, então PE essencial incluir as consistindo em duras descritas acima, e o teor de C da chapa de aço deve ser restrito a um nível que não provoque deterioração na capacidade de soldagem. Isto é, uma quantidade que não exceda 0,095%, enquanto o aço deve também incluir as consistindo em duras acima. A martensita tem preferivelmente uma configuração poligonal. A martensita que é alongada na direção da laminação ou que existe embora tenha uma forma do tipo agulha tende a provocar um acúmulo de estresse e deformação heterogêneo, promover a formação de microvãos e pode estar ligada a uma deterioração na capacidade de expansão de furo. Por essas razões, a configuração para a colônia de consistindo em duras é preferivelmente uma configuração poligonal.

Na microestrutura do aço, a fase principal deve ser uma ferrita. Isto é porque usando-se uma ferrita altamente dúctil como fase principal, uma combinação de ductilidade e capacidade de expansão de furos superiores pode ser alcançada. Se a fração de volume de ferrita cai abaixo de 50%, então a ductilidade tende a diminuir significativamente. Por esta razão, a fração de volume de ferrita deve ser pelo menos 50%. Por outro lado, se a fração de volume de ferri-ta exceder 90%, então garantir uma resistência máxima à tração de pelo menos 8880 MPa se torna difícil, e portanto o limite superior para a fração de volume da ferrita é ajustado para 90%. Para alcançar um equilíbrio particularmente superior de ductilidade e capacidade de expansão de furo, a fração de volume está preferivelmente dentro de uma faixa de 55 a 85%, e ainda mais preferivelmente de 60 a 80%.

Por outro lado, pelas mesmas razões que as descritas acima, a fração de volume de consistindo em duras deve ser restrito a menos de 50%. Essa fração de volume de consistindo em duras está preferivelmente dentro de uma faixa de 15 a 45%, e mais preferivelmente de 20 a 40%.

Além disso, o interior da martensita preferivelmente não contém cementita. A precipitação de cementita dentro da martensita provoca a redução no C solubilizado na martensita, o que resulta em uma redução na resistência. Por esta razão, o interior da martensita preferivelmente não contém cementita.

Por outro lado, a austenita residual pode ser incluída entre as lâminas de martensita, em contato adjacente com a microestrutura martensita, ou dentro das consistindo em ferrita. Isto é porque a austenita residual é transformada em martensita quando submetida à deformação e, portanto, contribui para o reforço do aço.

Entretanto, como a austenita residual incorpora uma grande quantidade de C, a existência de austenita residual em excesso pode provocar uma redução na fração de volume da martensita. Por esta razão, o limite superior da fração de volume da austenita residual é preferivelmente 3%.

Na presente invenção, uma microestrutura mista de ferrita e cementita não dissolvida obtida quando o recozimento é executado em uma faixa de temperaturas menor que o valor Ac1 é classificada como uma microestrutura de fase única ferrita. A razão para essa classificação é que como a microestrutura da chapa de aço não contém perlita, bainita ou martensita, nenhum reforço estrutural pode ser obtido dessas consistindo em, e a microestrutura é, portanto, classificada como uma microestrutura de fase única ferrita. Consequentemente, essa microestrutura não representa uma microestrutura da chapa de aço laminada a frio conforme a presente invenção.

Para cada fase da microestrutura acima, a identificação de ferrita, perlita, cementita, martensita, bainita, austenita, e outras consistindo em residuais, a observação do posicionamento dessas consistindo em, e medições das razões de área de superfície podem ser conduzidas usando-se qualquer um entre um microscópio ótico, um microscópio de varredura eletrônica (SEM), ou um microscópio de transmissão eletrônica (TEM). Nesse tipo de pesquisa, uma seção transversal ao longo da direção de laminação pode ser causticada usando-se ou um reagente natal ou o reagente descrito na Japanese Unexamined Patent Application, First Publication n° S59-219473, e então quantificada por inspeção a uma amplificação de 1.000 vezes sob um microscópio ótico, ou inspeção a uma amplificação de 1.000 a 10.0000 vezes usando-se um microscópio de varredura ou de transmissão eletrônica. Na presente invenção, a observação foi conduzida a uma amplificação de 2.000 vezes usando-se um microscópio de varredura eletrônica, 20 campos foram medidos, e o método de contagem de pontos foi usado para determinar as frações de volume.

Em termos de medição do tamanho do bloco de martensita, a microestrutura foi observada usando-se um método FE-SEM EBSP e as orientações dos cristais foram determinadas, portanto o tamanho do bloco foi medido. Na chapa de aço da presente invenção, como o tamanho de bloco da martensita é consideravelmente menor que o dos aços convencionais, deve ser tomado cuidado para garantir que o tamanho da etapa seja ajustado para ser um valor pequeno adequado durante a análise do FE-SEM EBSP. Na presente invenção, a varredura foi conduzida tipicamente a um tamanho de etapa de 50 nm, a microestrutura de cada microestrutura de grão de martensita foi analisada e o tamanho do bloco foi determinado. A razão para especificar o teor de Cr dentro da martensita como 1,1 a 1,5 vezes o teor de Cr dentro da ferrita poligonal é que quando o Cr é concentrado dentro da martensita ou da austenita que existe antes de sua transformação em martensita, um nível maior de resistência pode ser garantido pela redução do tamanho dos blocos de martensita, e a resistência das juntas soldadas pode ser aumentada pela supressão de qualquer amolecimento do aço durante a soldagem. Durante a etapa de laminação a quente, ou de aquecimento conduzida após o recozimento que segue a laminação a frio, o Cr con- centrado dentro da cementita evita o embrutecimento da cementita; permitindo, portanto, que o tamanho do bloco de martensita seja reduzido, e isso contribui para a resistência melhorada. Durante o recozimento, a cementita é transformada em austenita, e portanto o Cr incorporado dentro da cementita é herdado pela austenita. Além disso, essa austenita é então transformada em martensita durante o resfriamento conduzido após a etapa de recozimento. Consequentemente, o teor de Cr dentro da martensita deve ser ajustado parra 1,1 a 1,5 vezes o teor de Cr dentro da ferrita poligonal.

Além disso, o Cr concentrado dentro da martensita suprime o amolecimento das porções soldadas e aumenta a resistência das porções soldadas. Tipicamente, quando é conduzida a soldagem por pontos, soldagem a arco, ou soldagem a laser, as porções soldadas são aquecidas e as porções fundidas são então resfriadas rapidamente; portanto, a martensita se torna a mi-croestrutura principal na junta. Entretanto, as regiões vizinhas (as porções afetadas pelo calor) são aquecidas até uma alta temperatura e sofrem um tratamento térmico. Como resultado, a martensita é temperada e significativamente amolecida. Por outro lado, se uma grande quantidade de um elemento que forme carbonetos de liga tais como carbonetos de liga de Cr (C^Cô) for adicionada, então esses carbonetos se precipitam durante o tratamento térmico, permitindo, portanto,a supressão de qualquer amolecimento. Pela concentração de Cr na martensita da forma descrita acima, o amolecimento das porções soldadas pode ser suprimido, e a resistência das juntas soldadas pode ser também melhorada. Entretanto, se o Cr for incorporado uniformemente através do aço, então a precipitação dos carbonetos de liga leva um tempo considerável, ou há uma redução no efeito de supressão do amolecimento, e portanto na presente invenção, para também aumentar o efeito de supressão do amolecimento das porções soldadas, o tratamento de concentração de Cr é conduzido em locais específicos durante as etapas de laminação a quente e aquecimento do recozimento, aumentando, portanto, a melhoria na resistência da junta soldada alcançada como resultado da supressão do amolecimento, mesmo no caso de um tratamento térmico curto tal como soldagem. O teor de Cr na martensita e na ferrita poligonal pode ser medido pelo ΕΡΜΑ ou CMA a uma amplificação de 1.000 a 10.000 vezes. Como o ta- manho de grão de cristal da martensita incorporada no aço da presente invenção é de não mais que 4 pm e, portanto, relativamente pequeno, o diâmetro do ponto deve ser reduzido tanto quanto possível quando se mede a concentração de Cr dentro dos grãos de cristal. Na pesquisa conduzida para a presente invenção, foi conduzida a análise pela ΕΡΜΑ, a uma amplificação de 3,000 vezes e usando um diâmetro de ponto de 0,1 pm.

Na presente invenção, a razão de dureza entre a martensita e a ferrita (isto é, dureza da martensita / dureza da ferrita poligonal) é preferivelmente 3 ou maior. A razão para essa preferência é que aumentando-se dramaticamente a dureza da martensita comparada com a da ferrita, uma resistência máxima à tração de pelo menos 880 MPa pode ser alcançada com uma pequena quantidade de martensita. Como resultado, melhorias podem ser alcançadas na capacidade de soldagem e na capacidade de expansão de furo do aço.

Em contraste, em uma chapa de aço que contenha consistindo em martensita com tamanhos de bloco maiores, a razão de dureza entre a martensita e a ferrita é aproximadamente 2,5 , o que é comparativamente pequeno em comparação com os aços da presente invenção que tenham blocos de martensita menores. Como resultado, em aços típicos, a fração de volume de martensita é aumentada e a capacidade de expansão de furos deteriora. Alternativamente, a quantidade de C adicionado pode ser aumentada para aumentar a fração de volume de martensita, mas isto resulta em capacidade inferior de soldagem. A dureza da martensita e da ferrita podem ser medidas pelo método de medição da profundidade de penetração usando-se um medidor de dureza dinâmico, ou pelo método de medição do tamanho da mossa que combina um penetrador e um SEM.

Na pesquisa da presente invenção, um método de medição da profundidade de penetração que usou um medidor de microdureza dinâmico tendo um penetrador piramidal triangular do tipo Berkovich foi usado para medir os valores de dureza. Em testes preliminares, as medições de dureza foram conduzidas usando-se uma variedade de cargas diferentes, foi verificada a relação entre a dureza, o tamanho da mossa, as propriedades de tração e a capacida- de de expansão de furo, e foram então conduzidas medições a uma carga de penetração de 0,2 gf. A razão para o uso de um método de medição da profundidade de penetração é porque o tamanho da microestrutura martensita que existe no aço da presente invenção é de não mais que 3 μιτι, o que representa um valor extremamente baixo, e se a dureza for medida usando-se um testador Vickers mais típico, então o tamanho da mossa será maior que o tamanho da martensita, portanto é extremamente difícil medir a dureza apenas das consistindo em martensita. Alternativamente, i tamanho da mossa seria tão pequeno que seria difícil medir-se com precisão o tamanho em um microscópio. Na presente invenção, 1.000 mossas foram feitas, a distribuição de dureza foi determinada, uma transformada de Fourier foi então conduzida para calcular a dureza media de cada microestrutura individual, e foi calculada a razão entre a dureza correspondente à ferrita (DHTF) e a dureza correspondente à martensita (DFITM), isto é, a razão DHTM/DHTF.

Como as consistindo em bainita incorporada na microestrutura do aço são mais macias que as consistindo em martensita, é difícil usar essas consistindo em bainita como o fator principal na determinação da resistência máxima à tração e da capacidade de expansão de furo. Consequentemente, na presente invenção, apenas a diferença na dureza entre a ferrita mais macia e a martensita mais dura foi avaliada. Independentemente da dureza das consistindo em bainita, se a razão de dureza da martensita em relação à ferrita cair dentro da faixa especificada, a capacidade superior de expansão de furo e de conformação que representa os efeitos da presente invenção pode ser alcançada.

Na chapa de aço laminada a frio da presente invenção, a resistência à tração (TS) é pelo menos 880 MPa. Se a resistência for menor que esse valor, então a resistência pode ser garantida mesmo quando a quantidade de C adicionado à chapa de aço é restrita a não mais que 0,1% em massa, e a deterioração da capacidade de soldagem por pontos pode ser evitada. Entretanto, quando cada um dos elementos estiver incorporado na quantidade especificada pelas condições da presente invenção, e a microestrutura do aço satisfizer as condições prescritas na presente invenção, pode ser obtida uma chapa de aço que tenha uma resistência à tração (TS) de pelo menos 880 MPa, e tam- bém apresente um equilíbrio superior entre a ductilidade, a capacidade de conformação elástica, capacidade de expansão de furo, capacidade de dobramen-to, capacidade de conformação de flange elástica, e capacidade de soldagem. A descrição das razões para a restrição das quantidades dos componentes na chapa de aço da presente invenção está apresentada a seguir.

Na descrição a seguir, a menos que especificado de outra forma, os valores % de cada componente representam valores"% em massa". A micro estrutura da chapa de aço da presente invenção pode apenas ser produzida pela execução de uma adição combinada de C, Cr, Si, Mn, Ti, e B, e do controle das condições da laminação a quente e do recozi-mento dentro das faixas prescritas. Além disso, como os papéis de cada um desses elementos diferem, todos esses elementos devem ser adicionados em combinação. (C: não menos que 0,05% e não mais que 0,095%) O C é um elemento essencial para o reforço estrutural usando mar- tensita.

Se a quantidade de C for menor que 0,05%, então se toma difícil alcançar a fração de volume da martensita necessária para garantir uma resistência à tração de pelo menos 880 MPa, e portanto o limite inferior de C é ajustado para 0,05%. Em contraste, a razão para restringir o teor de C a não mais que 0,095% é porque se a quantidade de C exceder 0,095%, então a deterioração na razão de ductilidade, que é representada pela razão entre a resistência da junta em uma resistência à tração por cisalhamento tende a deteriorar notavelmente. Por essas razões, o teor de C deve estar em uma faixa de 0,05 a 0,095%. (Cr: não menos que 0,15% e não mais que 2,0%) O Cr é não apenas um elemento reforçador, mas também reduz significativamente o tamanho de bloco da martensita na microestrutura da chapa de aço laminada a frio que representa o produto final pelo controle da microestrutura na chapa de aço laminada a quente. Portanto, o Cr é um elemento extremamente importante na presente invenção. Especificamente, na etapa de laminação a quente, os carbonetos de Cr são precipitados com TiC e TiN agindo como núcleos. Subsequentemente, mesmo se a cementita for precipitada, o Cr é concentrado na cementita durante o recozimento conduzido após a lami-nação a frio. Subsequentemente, mesmo se a cementita for precipitada, o C r é concentrado na cementita durante o recozimento conduzido após a laminação a frio. Esses carbonetos que contêm Cr são termicamente mais estáveis que os carbonetos típicos à base de ferro (cementita). Como resultado, o embruteci-mento dos carbonetos durante o aquecimento conduzido durante o processo subsequente de laminação a frio-recozimento pode ser suprimido. Isto significa que, comparado com um aço típico, existe uma pluralidade de carbonetos muito finos no aço a temperaturas logo abaixo do ponto de transformação Ac1 durante o recozimento. Quando a chapa de aço contendo esses carbonetos muito finos é aquecida a uma temperatura de não menos que o ponto de transformação Ac1, os carbonetos começam a se transformar em austenita. Quanto mais finos forem os carbonetos, menores serão as consistindo em da austenita, e como as consistindo em de austenita formadas com carbonetos finos colmo núcleos colidem mutuamente, a austenita agregada é formada a partir de uma pluralidade desses núcleos de carbonetos. Essa austenita agregada pode aparecer como uma microestrutura austenita única, mas como ela é composta de consistindo em austenita individuais tendo diferentes orientações, as consistindo em martensita formadas na austenita também terão orientações diferentes. Além disso, como as consistindo em austenita são posicionadas adjacentemente, quando ocorre uma transformação martensita em uma microestrutura austenita, a austenita adjacente também sofre uma deformação. O deslocamento introduzido durante essa deformação induz a formação de uma martensita tendo uma orientação diferente resultando, portanto, em uma outra redução no tamanho do bloco.

Por outro lado, em uma chapa de aço convencional, mesmo se a cementita que existe na chapa laminada a quente for finamente dispersada, quando for conduzido o processo subsequente de laminação a frio e recozimento, a cementita se torna consideravelmente mais bruta durante o aquecimento conduzido durante o recozimento. Como resultado, a austenita formada pela transformação da cementita também se torna mais bruta. Além disso, a austenita bruta frequentemente existe ou em um grão de ferrita, ou em uma posição isolada na borda do grão (a proporção de casos em que a austenita divide as bordas dos grãos com outra austenita é pequena); portanto, há poucas chances de que uma camada martensita tendo uma orientação diferente possa ser formada como resultado da interação com a camada martensita que tenha sofrido transformação em outra microestrutura austenita. Consequentemente, as consistindo em martensita não podem ser reduzidas em tamanho, e, em alguns casos, consistindo em martensita formadas de um único bloco podem ser formadas.

Pelas razões descritas acima, O Cr deve ser adicionado ao aço.

Por outro lado, embora os carbonetos de Nb e de Ti apresentem excelente estabilidade térmica, como eles não se fundem durante ou o processo de recozimento contínuo ou o recozimento conduzido durante a galvanização contínua por imersão a quente, eles são improváveis de contribuir para a redução do tamanho das consistindo em austenita.

Além disso, a adição de Cr também contribui para uma redução no tamanho das consistindo em ferrita. Em outras palavras, durante o recozimento, uma nova ferrita (ferrita recristalizada) é formada a partir da ferrita no estado laminado a frio, e a recristalização prossegue através do crescimento dessa nova ferrita. Entretanto, como a austenita no aço evita o crescimento da ferrita, a austenita finamente dispersa provoca a fixação da ferrita, e contribui para a redução do tamanho da ferrita. Por esta razão, a adição de Cr também contribui para aumentos no limite de escoamento e na resistência à tração.

Entretanto, como mesmo esses precipitados se fundem e são transformados em austenita a temperaturas de não menos que a temperatura máxima Ac1 alcançada durante o recozimento contínuo ou o recozimento conduzido durante a galvanização contínua por imersão a quente, em uma chapa de aço laminada a frio, uma chapa de aço galvanizada, ou uma chapa de aço galvanizada por imersão a quente ligada, embora um aumento na concentração de Cr na austenita possa ser observado, em muitos casos a cementita contendo uma alta concentração de carbonetos de Cr ou Cr não possa ser observada.

Os efeitos anteriormente mencionados alcançados pela adição de Cr são particularmente marcados quando a quantidade de Cr adicionada é de pelo menos 0,15%, e portanto o limite inferior do teor de Cr é ajustado em 0,15%. Por outro lado, comparado com o Fe, o Cr é um elemento oxidado com relativa facilidade, e portanto a adição de uma grande quantidade de Cr tende a provocar a formação de óxidos na superfície da chapa de aço, o que tende a inibir as propriedades de revestimento ou a capacidade de revestimento de conversão química, e pode provocar a formação de uma grande quantidade de óxidos nas porções soldadas durante a soldagem de topo, soldagem a arco, ou soldagem a laser que leva a uma deterioração na resistência das porções soldadas. Esses problemas se tomam significativos se a quantidade de Cr adicionado exceder 2,0%, e portanto o limite superior para o teor de Cr é ajustado para 2,0%. O teor de Cr está preferivelmente dentro de uma faixa de 0,2 a 1,6%, e é mais preferivelmente de 0,3 a 1,2%. (Si: não menos que 0,3% e não mais que 2,0%) O Si é um elemento reforçador, e como não é solubilizado sólido na cementita, o Si tem um efeito de suprimir a formação de núcleos de cementita. Em outras palavras, como o Si suprime a precipitação de cementita nas consistindo em martensita, ele contribui para o reforço da martensita. Se a quantidade de Si adicionado for menor que 0,3%, então ou nenhum aumento na resistência pode ser esperado devido ao reforço da solução sólida, ou a formação de cementita na martensita não pode ser inibida, e portanto pelo menos 0,3% de Si devem ser adicionados. Por outro lado, se a quantidade de Si adicionado exceder 2,0%, então a quantidade de austenita residual tende a aumentar excessivamente, provocando assim a deterioração da capacidade de expansão de furos e a capacidade de formação de flange elástica após a perfuração ou corte do aço. Por esta razão, o limite superior para o teor de Si deve ser ajustado para 2,0%.

Além disso, o Si é facilmente oxidado, e em um processo típico de produção chapas finas de aço tal como uma linha de recozimento contínuo ou uma linha de processamento de galvanização contínua por imersão a quente, mesmo uma atmosfera que funciona como uma atmosfera redutora para o Fe pode frequentemente agir como uma atmosfera oxidante para o Si; portanto, o Si forma prontamente óxidos na superfície da chapa de aço. Além disso, como os óxidos de Si apresentam uma capacidade de umedecimento pobre com a galvanização por imersão a quente, eles podem provocar falhas no revestimen- to. Consequentemente, na produção da chapa de aço galvanizada por imersão a quente, o potencial de oxigênio dentro do forno é preferivelmente controlado para inibir a formação de óxidos de Si na superfície da chapa de aço. (Mn: não menos que 1,7% e não mais que 2,6%) O Mn é um elemento reforçador da solução sólida, e também suprime a transformação de austenita em perlita. Por essas razões, o Mn é um elemento extremamente importante. Em adição, o Mn também contribui para a supressão do crescimento da ferrita após o recozimento, e é, portanto, também importante em termos de sua contribuição para a redução do tamanho da ferrita.

Se o teor de Mn for menor que 1,7%, então a transformação de perlita não pode ser suprimida, portanto se torna difícil garantir uma fração de volume de pelo menos 10% de martensita, e uma resistência à tração de pelo menos 880 MPa não pode ser garantida. Por essas razões, o limite inferior do teor de Mn é de pelo menos 1,7%. Em contraste, se uma grande quantidade de Mn for adicionada, então a co-segregação com P e S é promovida, o que provoca uma deterioração marcante na capacidade de trabalho. Esse problema se torna significativo se a quantidade adicionada de Mn exceder 2,6%, e portanto o limite superior para o teor de Mn é ajustado em 2,6%. (B: não menos que 0,0003% e não mais que 0,01%) O B suprime a transformação de ferrita após o recozimento e é, portanto, um elemento particularmente importante. Além disso, o B também inibe a formação de ferrita bruta na etapa de resfriamento após a laminação de acabamento na etapa de laminação a quente, e promove a dispersão fina uniforme de carbonetos à base de ferro (consistindo em cementita e perlita). Se a quantidade de B adicionada for menor que 0,0003%, então esses carbonetos à base de ferro não podem ser dispersos uniforme e firmemente. Como resultado, mesmo se o Cr for adicionado, o embrutecimento da cementita não pode ser satisfatoriamente suprimido, resultando em uma redução indesejável na resistência e uma deterioração na capacidade de expansão do furo. Por essas razões, a quantidade de B adicionada deve ser de pelo menos 0,0003%. Por outro lado, se a quantidade adicionada de B exceder 0,010%, então não apenas o efeito do B se torna saturado, mas as propriedades de produção durante a laminação a quente tendem a deteriorar, e portanto o limite superior para o teor de B é ajustado em 0,010%. (Ti: não menos que 0,005% e não mais que 0,14%) O Ti contribui para uma redução no tamanho da ferrita pelo atraso da recristalização, e deve, portanto, ser adicionado.

Além disso, adicionando-se Ti em combinação com o B, o Ti promove a transformação da ferrita atrasando o efeito fornecido pelo B após o re-cozimento, e a redução resultante no tamanho da ferrita; portanto, o Ti é um elemento extremamente importante. Especificamente, é sabido que a transformação de ferrita que atrasa o efeito fornecido pelo B é provocada elo B solubi-lizado sólido. Consequentemente, é importante que durante a etapa de lamina-ção a quente, o B não seja precipitador como nitreto de B (BN). Como resultado, é necessário suprimir a formação de BN pela adição de Ti, que é um elemento formador de nitreto mais forte que o B. Consequentemente, adicionar Ti e B em combinação promove a transformação de ferrita que atrasa o efeito fornecido pelo B. Além disso, o Ti é também importante em termos de sua contribuição para melhorar a resistência da chapa de aço devido ao reforço da precipitação e ao reforço do grão fino que é alcançado péla supressão do crescimento dos grãos de cristal de ferrita. Esses efeitos não são alcançáveis se a quantidade de Ti adicionada for menor que 0,005%, e portanto o limite inferior para o teor de Tiú é ajustado em 0,005%. Por outro lado, se a quantidade adicionada de Ti exceder 0,14%, então a recristalização da ferrita é excessivamente retardada; portanto a ferrita não-recristalizada que é alongada na direção de laminação pode permanecer, provocando uma deterioração dramática na capacidade de expansão de furo. Por esta razão, o limite superior para o teor de Ti é 0,14%. (P: não mais que 0,03%) O P tende a ser segregado dentro da porção central através da espessura da chapa de aço, e provoca o embrutecimento das porções soldadas. Se a quantidade de P exceder 0,03%, então esse embrutecimento da solda se torna marcante, e portanto a faixa permissível para o teor de P é restrita a não mais que 0,03%. Não há restrições particulares para o limite inferior de P, embora a redução do teor de P a menos de 0,001% seja economicamente inviável, e por- tanto esse valor é preferivelmente ajustado como limite inferior. (S: não mais que 0,01%) Se a quantidade de S exceder 0,01%, então o S tem um efeito adverso na capacidade de soldagem e as propriedades de produção durante o lingotamento e a laminação a quente, e portanto a quantidade permissível de S é restrita a não mais que 0,01 %. Não há restrições particulares quanto ao limite inferior de S, embora reduzir-se o teor de S para menos de 0,0001% seja economicamente inviável, e portanto esse valor é preferivelmente ajustado como o limite inferior. Além disso, como o S se liga com o Mn para formar MnS bruto, ele tende a provocar a deterioração na capacidade de expansão de furo. Consequentemente, em termos de capacidade de expansão de furo, o teor de S deve ser suprimido a um valor tão baixo quanto possível. (Al: não mais que 0,10%) O Al promove a formação de ferrita, que melhora a ductilidade, e pode assim ser adicionado se desejado. Além disso, o Al também pode agir como material desoxidante. Entretanto, uma adição excessiva aumenta o número de inclusões brutas à base de Al, o que pode provocar uma deterioração na capacidade de expansão de furo bem como defeitos de superfície. Esses problemas se tornam particularmente marcantes se a quantidade adicionada de Al exceder 0,1%, e portanto o limite superior para o teor de Al é ajustado em 0,1%. Embora não haja restrições particulares para o limite inferior de Al, reduzir o teor de Al para menos de 0,0005% é problemático, e esse valor se torna, portanto, o limite inferior efetivo. (N: menos que 0,005%) O N forma nitretos brutos e provoca a deterioração tanto da capacidade de dobramento quanto da capacidade de expansão de furo, e a quantidade de N adicionado deve portanto ser suprimida. Especificamente, o teor de N é 0,005% ou maior, então a tendência acima se torna significativa, e assim a faixa permissível para o teor de N é ajustada para menos de 0,005%. Além disso, o N pode também provocar bolhas durante a soldagem, e portanto o teor de N é preferivelmente tão baixo quanto possível. Além disso, se o teor de N for muito maior que a quantidade adicionada de Ti, então é formado BN e os efeitos alcançados pela adição de B são diminuídos, portanto o teor de N é preferi- velmente mantido o mais baixo possível. Embora não haja restrições particulares quanto ao limite inferior para o teor de N em termos de alcançar os efeitos da presente invenção, reduzir o teor de N para menos de 0,0005% tende a provocar um aumento significativo nos custos de produção, e esse valor se torna, portanto, o limite inferior efetivo. (O: não menos que 0,005% e não mais que 0,005%) O O forma óxidos que provocam a deterioração da capacidade de dobramento e da capacidade de expansão de furo, e a quantidade de O adicionada deve ser, portanto, restrita. Em particular, o O existe frequentemente na forma de inclusões, e se essas existem em uma borda perfurada ou em uma seção transversal cortada, então defeitos de superfície do tipo fendas ou cavidades brutas podem se formar na superfície da borda. Como resultado, a concentração de estresse tende a ocorrer durante a expansão de furo ou o processo de grande deformação, que pode então agir como origem da formação de fraturas, e portanto ocorre uma dramática deterioração da capacidade de expansão de furos e da capacidade de dobramento. Especificamente, se o teor de O exceder 0,005%, então essas tendências se tomam particularmente marcantes, e portanto o limite superior do teor de O é ajustado em 0,005%. Por outro lado, reduzir o teor de O para [menos de 0,0005% é excessivamente caro e, portanto, economicamente indesejável. Consequentemente, o limite inferior para o teor de O é ajustado em 0,0005%. Entretanto, os efeitos da presente invenção são ainda obtidos mesmo se o teor de O for reduzido a menos de 0,0005%. A chapa de aço laminada a frio da presente invenção contém os elementos acima como componentes essenciais, enquanto contém, como saldo, ferro e as inevitáveis impurezas. A chapa de aço laminada a frio da presente invenção preferivelmente não contém Nb ou Mo adicionados. Uma vez que Nb e Mo atrasam dramaticamente a recristalização da ferrita, ferrita não-recristalizada tende a permanecer na chapa de aço. A ferrita não-recristalizada é uma microestrutura processada que apresenta ductilidade pobre, e é indesejável porque tende a provocar uma deterioração na ductilidade do aço. Além disso, a ferrita não-recristalizada é ferrita que foi formada durante a laminação a quente e então alongada durante a laminação a frio, e portanto tem uma forma que é alongada na direção de laminação. Além disso, se o atraso na recristalização se torna muito grande, então a fração de volume de consistindo em ferrita não-recristalizadas que foram estiradas na direção da laminação tende a aumentar, a consistindo em do tipo tiras compostas de grãos de ferrita não-cristalizada unidos podem ainda ocorrer. A figura 2 é uma fotografia de um microscópio ótico de uma chapa de aço tendo consistindo em do tipo tiras. Como a chapa de aço tem consistindo em do tipo camadas que se estendem na direção de laminação, em testes tais como de processamento de expansão de furos que são passíveis de provocar fraturas e desenvolver as fraturas, as fraturas tendem a se desenvolver ao longo dessas consistindo em do tipo camadas. Como resultado, as propriedades do aço deterioram. Em outras palavras, esses tipos de consistindo em desiguais que se estendem em uma única direção tendem a sofrer de concentração de estresse nas interfaces das consistindo em, e são indesejáveis uma vez que tendem a promover a propagação das fraturas durante o teste de expansão de furos. Por essas razões, o Nb e o Mo preferivelmente não são adicionados à chapa de aço.

De maneira similar ao Ti, ο V contribui para a redução do tamanho das consistindo em ferrita, e podem portanto, ser adicionado ao aço. Comparado com o Nb, ο V tem um menor efeito de retardo da recristalização e é, portanto, menos passível de fazer a ferrita não-recristalizada permanecer. Isto significa que ο V é capaz de suprimir a deterioração na capacidade de expansão do furo e a ductilidade a um mínimo, enquanto alcança a resistência aumentada. (V: não menos que 0,01% e não mais que 0,14%) Ο V contribui para a resistência melhorada e pára a capacidade de expansão de furo melhorada para a chapa de aço devido ao reforço da precipitação e ao reforço do grão fino que é alcançado pela supressão do crescimento dos grãos de cristal de ferrita, e é, portanto, um elemento importante. Esses efeitos não são alcançáveis se a quantidade adicionada de V for menor que 0,01%, e portanto o limite inferior para o teor de V é ajustado para 0,01%. Por outro lado, se a quantidade de V adicionada exceder 0,14%, então a precipitação de nitreto aumenta e a capacidade de conformação tende a se deteriorar, e portanto o limite superior para o teor de V é 0,14%.

Ni, Cu, e W, de forma similar ao Mn, atrasam a transformação da ferrita na etapa de resfriamento conduzida após o recozimento, e um ou mais desses elementos pode ser adicionado ao aço. Conforme descrito abaixo, as quantidades preferidas para Ni, Cu, e W são menos de 0,05% cada um, e a quantidade total de Ni, Cu, e W é preferivelmente menos de 0,3%. Esses elementos tendem a estarem concentrados na superfície, provocando portanto defeitos de superfície, e podem também inibir a concentração de Cr na austeni-ta, e as quantidades adicionadas são, portanto, suprimidas a níveis mínimos. (Ni: menos de 0,05%) O Ni é um elemento reforçador, e também retarda a transformação da ferrita na etapa de resfriamento conduzida após o recozimento, e contribui para uma redução no tamanho de grão da ferrita, e pode, portanto, ser adicionado ao aço. Se a quantidade adicionada de Ni for 0,05% ou maior, então há o perigo de que a concentração de Cr na austenita possa ser inibida, e portanto o limite superior para o teor de Ni é ajustado em menos de 0,05%. (Cu: menos de 0,05%) O Cu é um elemento reforçador, e também atrasa a transformação da ferrita na etapa de resfriamento conduzida após o recozimento, e contribui para uma redução no tamanho de grão da ferrita, e pode, portanto, ser adicionado ao aço. Se a quantidade adicionada de Cu for 0,05% ou maior, então há o perigo de que a concentração de Cr na austenita possa ser inibida, e portanto o limite superior para o teor de Cu é ajustado para menos de 0,05%. Além disso, o Cu pode provocar defeitos de superfície, e portanto o limite superior para o teor de Cu é preferivelmente menos de 0,05%. (W: menos de 0,05%) O W é um elemento reforçador, e também retarda a transformação da ferrita na etapa de resfriamento conduzida após o recozimento, e contribui para uma redução no tamanho de grão da ferrita, e pode, portanto, ser adicionado ao aço. Além disso, o W também retarda a recristalização da ferrita, e assim também contribui para o reforço do grão fino e para uma melhoria na capacidade de expansão de furo pela redução do tamanho dos grãos de ferrita. Entretanto, se a quantidade adicionada de W for 0,05% ou maior, então há o perigo de que a concentração de Cr na austenita possa ser inibida, e assim o limite superior para o teor de W é ajustado em menos de 0,05%. A seguir está a descrição das razões para restrição das condições de produção para a chapa de aço da presente invenção.

Conforme descrito acima, as propriedades da chapa de aço da presente invenção podem ser executadas satisfazendo-se a característica de conter ferrita que tenha um tamanho de grão de cristal de não mais de 4 pm como fase principal, a característica na qual a martensita nas consistindo em duras tem um tamanho de bloco de não mais que 0,9 pm, e a característica na qual o teor de Cr dentro da martensita é de 1,1 a 1,5 vezes o teor de Cr na ferrita poligonal. Para se obter tal microestrutura da chapa de aço, as condições durante a laminação a quente, a laminação a frio, e o recozimento devem ser estritamente controladas.

Especificamente, conduzindo-se inicialmente a laminação a quente, as consistindo em que não sejam de ferrita tais como cementita, e carbonetos de liga de Cr (Cr23C6) são finamente precipitadas. Essa cementita é formada a baixas temperaturas, mas tem a propriedade de promover a concentração do Cr. Então, durante o aumento de temperatura que ocorre durante a etapa de recozimento após a laminação a quente, a cementita é decomposta em austenita geral. Nesse momento, o Cr dentro da cementita é concentrado na austenita. Dessa forma, o Cr é concentrado na austenita. Como a austenita é transformada em martensita, o método descrito acima pode ser usado para produzir uma chapa de aço laminada a frio tendo martensita que contém Cr concentrado.

Os precipitados de Ti estão ligados intimamente à geração de cementita e carbonetos de liga de Cr durante a etapa de laminação a quente, e é importante incluir tais precipitados de Ti no aço. Após a laminação bruta, a chapa brutamente laminada é mantida por pelo menos 6 segundos a uma temperatura dentro de uma faixa de 950 a 1.080°C; formando, assim, precipitados de Ti e facilitar a precipitação de cementita fina.

Além disso, na etapa de recozimento aquecendo-se gradativamente a chapa laminada a frio a uma taxa de aumento de temperatura de não mais que 7°C/s, uma quantidade maior de cementita pode ser precipitada. O método acima pode ser usado para precipitar partículas de ce- mentita fina diferentes dos grãos de ferrita.

Geralmente, a difusão de Cr dentro da ferrita e da austenita é bastante lenta, e requer um tempo consideravelmente longo, e tem, portanto, sido imaginado que concentrar o Cr dentro da austenita é algo difícil de alcançar. Entretanto, usando-se o método descrito acima, o Cr pode ser concentrado na austenita, é produzida, portanto, uma chapa de aço laminada a frio tendo mar-tensita que contém Cr concentrado.

Uma descrição mais detalhada de cada uma das etapas é fornecida abaixo. Não há restrição particular na placa fornecida para a etapa de la-minação a quente, se a placa contiver os componentes químicos mencionados anteriormente para a chapa de aço laminada a frio da presente invenção. Em outras palavras, a placa pode ser produzida usando-se um equipamento de lingotamento contínuo, um fundidor de placas finas, ou similares. Além disso, também pode ser empregado um processo tal como um processo lingotamento contínuo-laminação direta (CC-DR) no qual a placa é submetida à laminação a quente imediatamente após o lingotamento.

Inicialmente a placa é aquecida, ou por aquecimento direto da placa até uma temperatura de 1.200°C ou maior, ou pelo resfriamento inicial e o subsequente aquecimento da placa até uma temperatura de 1,200°C ou maior. A temperatura de aquecimento para a placa deve ser suficiente para garantir que os carbonitretos de Ti bruto precipitados durante o lingotamento possam ser refundidos, e deve ser, portanto de pelo menos 1,200°C. Não há restrições particulares quanto ao limite superior para a temperatura de aquecimento da placa, e os efeitos da presente invenção podem ser obtidos a temperaturas mais altas; entretanto, se a temperatura de aquecimento for excessivamente aumentada, então o aquecimento se torna economicamente indesejável, e o limite superior para a temperatura de aquecimento é, portanto, preferivelmente ajustado para menos de 1.300°C. A seguir a placa aquecida é submetida à laminação a quente (laminação bruta), sob condições que produzem uma razão de redução total de pelo menos 70%, formando assim uma chapa laminada bruta. Essa chapa laminada bruta é então mantida por pelo menos 6 segundos a uma temperatura em uma faixa de 950 a 1.080°C. Como resultado dessa razão de redução (laminação a quente) de pelo menos 70% e da subsequente retenção dentro de uma faixa de temperaturas de 950 a 1.080°C, carbonetos tais como TiC, TiCN, e TiCS são finamente precipitados, permitindo assim que o tamanho de grão da austenita após a laminação de acabamento seja mantido uniformemente pequeno. O cálculo da razão de redução é executado dividindo-se a espessura da chapa após a laminação pela espessura da chapa antes da laminação e multiplicando-se por 100. A razão para especificar uma razão de redução de pelo menos 70% é que isto permite a introdução de uma grande quantidade de deslocamentos, aumentando assim o número de locais de precipitação de carbonetos de Ti e promovendo tal precipitação. Se a razão de redução for menor que 70%, então o efeito de promover uma precipitação significativa não pode ser obtido, e um tamanho de grãos de austenita fino uniforme não pode ser conseguido. Como resultado, o tamanho de grão da ferrita após a laminação a frio e o recozimento não pode ser reduzido, e a capacidade de expansão de furo tende a deteriorar; portanto isto é indesejável. Embora não haja restrições particulares no limite superior para a razão de redução, aumentar essa razão além de 90% é problemático em termos de produtividade e limitações de equipamento, e portanto 90% torna-se o limite superior efetivo. A temperatura de manutenção após a laminação deve ser de não menos que 950°C e não mais que 1,080°C. Como resultado da investigação intensiva, os inventores da presente invenção descobriram que essa temperatura de manutenção está intimamente relacionada ao comportamento do precipitado de carbonitreto de Ti antes da laminação final e à capacidade de expansão de furo. Em outras palavras, a precipitação desses compostos carbonitre-tos ocorrem mais rapidamente na vizinhança de 1.000°C e como a temperatura se move também a partir desse valor, a precipitação na região austenita tende a acontecer mais lentamente. Em outras palavras, a uma temperatura excedendo 1.080°C, é necessário um tempo considerável para a formação dos compostos carbonitretos, e portanto a redução no tamanho de grão da austenita não ocorre. Como resultado, nenhuma melhoria na capacidade de expansão de furo pode ser alcançada, portanto isso não é preferível. A temperaturas a- baixo de 950°C é necessário um tempo considerável para a precipitação dos compostos carbonitretos, e portanto é impossível reduzir o tamanho da austeni-ta recristalizada, tornando difícil alcançar uma melhoria na capacidade de expansão de furo. Por essas razões, a temperatura de manutenção antes da la-minação de acabamento é preferivelmente conduzida dentro de uma faixa de 950 a 1.080°C.

Uma chapa de aço tal como a chapa de aço laminada a frio da presente invenção, que tem uma resistência de pelo menos 800 MPa após a lami-nação a frio e recozimento, contém grandes quantidades de Ti e B, e também contém grandes quantidades adicionadas de Si, Mn, e C, e como resultado a força de laminação de acabamento durante a laminação a quente aumenta, aumentando assim a carga no processo de laminação. Convencionalmente, a força de laminação foi frequentemente reduzida ou pelo aumento da temperatura no lado de fornecimento da laminação de acabamento, ou pela condução da laminação (laminação a quente) com uma menor razão de redução. Como resultado, as condições de produção durante a laminação a quente estão fora daquelas especificadas para a presente invenção, e alcançar os efeitos desejados pela adição de Ti se mostrou difícil. Aumentar a temperatura da laminação de acabamento ou diminuir a razão de redução dessa forma provoca de-suniformidade nas consistindo em da chapa laminada a quente obtida pela transformação da austenita. Isto provoca a deterioração na capacidade de expansão de furo e na capacidade de dobramento, e é, portanto, indesejável.

Subsequentemente, a chapa laminada bruta é submetida à laminação a quente (laminação de acabamento) sob condições que incluem uma redução total de pelo menos 85% e uma temperatura de acabamento dentro da faixa de 820 a 950°C. Essa razão de redução e essa temperatura são determinadas do ponto de vista de alcançar uma redução superior de tamanho e uniformidade para as consistindo em do aço. Em outras palavras, se a laminação for conduzida com uma razão de redução de menos de 85%, então é difícil alcançar uma redução satisfatória no tamanho das consistindo em. Além disso, se a laminação for conduzida com uma razão de redução excedendo 98%, então são necessárias adições excessivas para o equipamento de produção, e assim o limite superior para a razão de redução é preferivelmente 98%. Uma razão de redução mais preferida está dentro de uma faixa de 90 a 94%.

Se a temperatura de acabamento for menor que 820°C, então a laminação pode ser considerada parcialmente uma laminação na faixa ferrita, o que torna difícil controlar a espessura da chapa e tende a ter um efeito adverso na qualidade do produto, e portanto 820°C é ajustado como limite inferior. Em contraste, se a temperatura de acabamento exceder 950°C, então é difícil alcançar uma redução satisfatória no tamanho das consistindo em, e portanto 950°C é ajustado como limite superior. Uma faixa mais preferível para a temperatura de acabamento está dentro de uma faixa de 860 a 920°C.

Após a laminação de acabamento, a chapa de aço é submetida ao resfriamento a água ou ao resfriamento a ar, e deve ser bobinada dentro de uma faixa de temperaturas de 400 a 630°C. Isto garante que seja obtida uma chapa de aço laminada a quente na qual os carbonetos à base de ferro são disperses uniformemente através da microestrutura do aço, resultando em melhorias na capacidade de expansão do furo e na capacidade de dobramento após a laminação a frio e o recozimento. Durante esse processo de bobina-mento, ou após o processo de bobinamento, Cr23C6 e cementita são precipitados com o Ti precipitado agindo como núcleo. Se a temperatura de bobinamento exceder 630°C, então as consistindo em da chapa de aço tendem a se tornar consistindo em ferrita e perlita, os carbonetos não podem ser dispersos uniformemente, e a microestrutura após o recozimento tende a perder a uniformidade, o que é indesejável. Em, contraste, se a temperatura de bobinamento for menor que 400°C, então a precipitação de Cr23C6 se torna problemática, o Cr não pode ser concentrado dentro da austenita, e torna-se impossível alcançar a combinação de alta resistência com capacidade superior de soldagem e capacidade superior de expansão de furo que representa os efeitos da presente invenção. Além disso, a resistência da chapa laminada a quente se torna excessivamente alta, tornando difícil a laminação a frio, e isso é também indesejável.

Durante a laminação a quente, chapas laminadas brutas podem ser unidas, de forma que a laminação de acabamento possa ser conduzida contínuamente. Além disso, a chapa laminada bruta pode também ser bobinada antes do processamento subsequente. A chapa de aço laminada a quente produzida na maneira descrita acima é então submetida à lavagem ácida. A lavagem ácida permite a remoção de óxidos da superfície da chapa de aço, e é, portanto, importante em termos de melhoria das propriedades de conversão química da chapa de aço laminada a frio de alta resistência que representa o produto final, ou melhorar a as propriedades de revestimento fundido da chapa de aço laminada a frio usada para produzir uma chapa de aço galvanizada por imersão a quente ou uma chapa de aço galvanizada por imersão a quente ligada. Além disso, ou uma única lavagem ácida pode ser conduzida, ou a lavagem ácida pode ser executada através de várias repetições. A chapa de aço laminada a quente com lavagem ácida é então submetida à laminação a frio com uma razão de redução de 40 a 70%, formando assim uma chapa laminada a frio. Essa chapa laminada a frio é então alimentada a uma linha de processamento de galvanização por imersão a quente contínua. Se a razão de redução for menor que 40%, então torna-se difícil manter uma forma plana. Além disso, a ductilidade do produto final também tende a se deteriorar, e portanto o limite inferior é ajustado em 40%. Em contraste, se a razão de redução exceder 70%, então a força de laminação a frio se torna muito grande, tornando a laminação a frio difícil, e portanto o limite superior é ajustado em 70%. Uma faixa mais preferida é de 45 a 65%. Não há restrições particulares quanto ao número de passes de laminação ou à razão de redução para cada passe, que têm pouco impacto nos efeitos da presente invenção.

Subsequentemente, a chapa laminada a frio é alimentada em um equipamento de recozimento contínuo. Inicialmente. Em uma faixa de temperatura de menos de 550°C, a temperatura da chapa laminada a frio é aumentada a uma taxa de aquecimento (uma taxa de aumento de temperatura) de não mais que 7°C/s. Durante esse processo, também partículas de cementita são precipitadas nos deslocamentos introduzidos durante o resfriamento, e também ocorre a concentração de Cr dentro da cementita. Consequentemente, a concentração de Cr dentro da austenita pode ser promovida, e também a combinação de alta resistência com uma capacidade superior de soldagem por pontos e capacidade superior de expansão de furo que representa o efeito da presente invenção pode ser alcançada. Se a taxa de aquecimento exceder 7°C/s, então esse tipo de promoção de precipitação de cementita e também de con- centração de Cr dentro da cementita é impossível; portanto, os efeitos da presente invenção não podem ser realizados. Além disso, se a taxa de aquecimento for menor que 0,1°C/s, então a produtividade diminui marcantemente, o que é indesejável. A chapa de aço laminada a frio é então mantida a uma temperatura de não menos que 550°C e não mais que a temperatura do ponto de transformação Ac1 e por um período de 25 a 500 segundos. Isto provoca também a precipitação de cementita com grãos precipitados de Cr23C6 agindo como núcleos. Além disso, o Cr pode ser concentrado dentro da cementita precipitada. A concentração do Cr dentro da cementita é promovida pelos deslocamentos gerados durante a laminação a frio. Se a temperatura de manutenção for maior que a temperatura do ponto de transformação Ac1, então a recuperação (eliminação) dos deslocamentos gerados durante a laminação a frio se torna significativa, portanto, a concentração do Cr é diminuída. Além disso, a precipitação de cementita não ocorre, e portanto a chapa laminada a frio deve ser mantida a uma temperatura de não menos que 550°C e não mais que a temperatura do ponto de transformação Ac1 por um período de 25 a 500 segundos. Se a temperatura de manutenção for de menos de 550°C, então a difusão de Cr é lenta, e é necessário um tempo considerável para a concentração de Cr dentro da cementita, portanto torna-se difícil realizar os efeitos da presente invenção. Por esta razão, a temperatura de manutenção é especificada como não menos de 550°C e não mais que a temperatura do ponto de transformação Ac1. Além disso, se o tempo de manutenção for mais curto que 25 segundos, então a concentração de Cr dentro da cementita tende a ser inadequada. Se o tempo de manutenção for maior que 500 segundos, então o aço se torna bastante estabilizado. E a fusão durante o recozimento requer um tempo muito longo, provocando uma deterioração na produtividade. Além disso, o termo "manutenção" se refere não apenas a simplesmente manter a mesma temperatura por um período predeterminado, mas também ao período de residência na faixa de temperaturas acima durante o qual pode ocorrer o aquecimento gradativo ou similar.

Aqui, a temperatura do ponto de transformação Ac1 se refere a uma temperatura calculada usando-se a fórmula mostrada abaixo.

Ac1 = 723 -10,7 x %Mn - 16,9 x %Ni + 29,1 χ %Si + 16,9 χ %Cr (onde %Mn, %Ni, %Si, e %Cr se referem às quantidades (% em massa) dos vários elementos Mn, Ni, Si, r Cr respectivamente dentro do aço) A seguir, a chapa laminada a frio é recozida a uma temperatura de 750 a 860°C. Ajustando-se a temperatura de recozimento até uma alta temperatura que exceda o ponto de transformação Ac1, é alcançada uma transformação de cementita para austenita, e o Cr é retido em um estado concentrado dentro da austenita.

Durante essa etapa de recozimento, é gerada austenita com os grãos de cementita finamente precipitada atuando como núcleos. Essa austenita é transformada em martensita em uma etapa posterior, e assim em um aço tal como o aço da presente invenção onde cementita fina é dispersa através do aço a alta densidade, as consistindo em martensita serão também reduzidas em tamanho. Em contraste, em um aço convencional, a cementita se torna mais bruta durante o aquecimento, e portanto a austenita gerada pela transformação invertida da cementita também se torna mais bruta. Por outro lado, se o embrutecimento for suprimido, então imagina-se que como os grãos de austenita gerados a partir de cada uma das consistindo em cementita existem na proximidade, ele podem aparecer como um torrão único, mas como suas propriedades são diferentes (isto é, suas orientações são diferentes), o tamanho do bloco pode realmente ser reduzido. Como resultado, a dureza da martensita pode ser ajustada para um nível muito alto, e uma resistência de pelo menos 880 MPa pode ser alcançada mesmo se a quantidade adicionada de C for suprimida para não maior que 0,1%. Isso permite que uma combinação de alta resistência e superiores capacidade de soldagem e capacidade de expansão de furo sejam alcançadas.

Além disso, como nenhum Nb é adicionado ao aço da presente invenção, a recristalização da ferrita é facilitada, permitindo a formação de ferrita poligonal. Em outras palavras, a ferrita não recristalizada e as consistindo em em forma de tiras que são alongadas na direção da laminação não existem. Como resultado, não ocorre nenhuma deterioração na capacidade de expansão de furos.

Dessa forma, os inventores da presente invenção descobriram um método simples de concentrar Cr na cementita, e foram capazes de produzir uma chapa de aço que contradiz o conhecimento convencional. A razão para restringir à temperatura máxima de aquecimento durante o recozimento até um valor dentro de uma faixa de 750 a 860°C é que se a temperatura for menor que 750°C, então os carbonetos formados durante a laminação a quente não podem ser satisfatoriamente fundidos, portanto a razão da microestrutura dura necessária para alcançar uma alta resistência de 880 MPa não pode ser garantida. Além disso, carbonetos não fundidos são incapazes de evitar o crescimento de ferrita recristalizada, portanto a ferrita se torna mais bruta e alongada na direção de laminação, o que provoca uma deterioração significativa na capacidade de expansão de furo e capacidade de do-bramento. Por outro lado, um recozimento a temperatura muito alta no qual a temperatura máxima de aquecimento alcançada excede 860°C não é apenas indesejável do ponto de vista econômico, mas resulta em uma fração de volume de austenita durante o recozimento que é muito grande, o que significa que se torna difícil garantir que a fração de volume para a fase principal ferrita seja pelo menos 50%, e resulta em uma deterioração na ductilidade. Por essas razões, a temperatura máxima alcançada durante o recozimento deve estar dentro de uma faixa de 750 a 860°C, e está preferivelmente dentro de uma faixa de 780 a 840°C.

Se o tempo de manutenção durante o recozimento for muito curto, então há uma chance aumentada de os carbonetos não fundidos permanecerem no aço, o que provoca uma redução na fração de volume da austenita, e portanto é preferido um tempo de manutenção de pelo menos 10 segundos. Por outro lado, se o tempo de manutenção for muito longo, então há uma chance aumentada do embrutecimento dos grãos de cristal, o que provoca a deterioração na resistência e na capacidade de expansão do furo, e portanto o limite superior para o tempo de manutenção é preferivelmente 1.000 segundos.

Subsequentemente, a chapa de aço laminada a frio deve ser resfriada da temperatura de recozimento até 620°C a uma taxa de resfriamento de não mais que 12°C/s. Na presente invenção, para evitar a redução de resistência devido à têmpera da martensita e uma deterioração na capacidade de sol-dagem por pontos provocada pelo aumento no teor de C necessário para superar essa redução de resistência, a temperatura de início da transformação da martensita (temperatura Ms) deve ser diminuída tanto quanto possível. Consequentemente, naqueles casos em que o revestimento não é conduzido após o recozimento, o C é concentrado na austenita para melhorar a estabilidade; portanto, o resfriamento da chapa recozida da temperatura de recozimento até 620°C deve ser conduzida a uma taxa de resfriamento de não mais que 12°C/s. Entretanto, uma redução extrema na taxa de resfriamento tende a provocar um aumento excessivo na fração de volume da ferrita, de modo que mesmo se a martensita for endurecida, torna-se difícil alcançar uma resistência de pelo menos 880 MPa. Além disso, a austenita tende a se transformar em perlita; portanto, a fração de volume da martensita necessária para garantir o nível desejado de resistência não pode ser alcançado. Por essas razões, o limite inferior para a taxa de resfriamento deve ser pelo menos 1°C/s. A taxa de resfriamento está preferivelmente dentro de uma faixa de 1 a 10°C/s, e está mais preferivelmente dentro de uma faixa de 2 a 8°C/s. A razão para especificar que o resfriamento subsequente de 620°C até 570°C seja conduzido a uma taxa de resfriamento de pelo menos 1°C/s é suprimir a transformação de ferrita e perlita durante o processo de resfriamento. Mesmo quando grandes quantidades de Mn e Cr são adicionadas para suprimir o crescimento de ferrita, e B é adicionado para inibir a geração de novos núcleos de ferrita, a formação de ferrita ainda não pode ser completamente inibida, e a formação de ferrita pode ainda ocorrer durante o processo de resfriamento. Além disso, a transformação de perlita também ocorre a 600C ou na vizinhança dessa temperatura, o que provoca uma redução dramática na fração de volume das consistindo em duras. Como resultado, a fração de volume das consistindo em duras se torna muito pequena; portanto, uma resistência máxima à tração de 880 MPa não pode ser garantida. Além disso, o tamanho de grão da ferrita também tende a aumentar; portanto, a capacidade de expansão do furo também deteriora.

Consequentemente, o resfriamento deve ser conduzido a uma taxa de resfriamento de pelo menos 1°C/s. Por outro lado, se a taxa de resfriamento for aumentada significativamente, então embora não surja nenhum problema material, aumentar a taxa de resfriamento excessivamente tende a envolver um aumento significativo nos custos de produção, e consequentemente o limite superior para a taxa de resfriamento é preferivelmente 200°C/s. O método usado para conduzir o resfriamento pode ser resfriamento com cilindros, resfriamento a ar, resfriamento a água, ou uma combinação de quaisquer desses métodos. A chapa de aço é então resfriada através da faixa de temperatura de 250 a 100°C a uma taxa de resfriamento de pelo menos 5°C/s. A razão para especificar-se uma taxa de resfriamento de pelo menos 5°C/s na faixa de temperaturas de 250 a 100°C é inibir a têmpera da martensita e o amolecimento associado a tal têmpera. Naqueles casos em que a temperatura de transformação da martensita é alta mesmo se a têmpera pelo reaquecimento ou a retenção do aço à mesma temperatura é alta, mesmo se a têmpera por reaquecimento ou retenção do aço à mesma temperatura por um longo período não for executada, carbonetos à base de ferro podem ainda se precipitar na martensita, provocando uma diminuição na dureza da martensita. A razão para especificar uma faixa de temperatura de 250 a 100°C é que acima de 250°C ou abaixo de 100°C, a transformação da martensita ou a precipitação dos carbonetos à base de ferro na martensita são improváveis de acontecer. Além disso, se a taxa de resfriamento for menor que 5°C, então a redução da resistência provocada pela têmpera da martensita torna-se significativa, e portanto a taxa de resfriamento deve ser ajustada em pelo menos 5°C/s. A chapa de aço laminada a frio recozida pode também ser submetida a uma laminação de acabamento e encruamento superficial. A razão de redução para a laminação de acabamento e encruamento superficial está preferivelmente na faixa de 0,1 a 1,5%. Se a razão de redução for menor que 0,1%, então o efeito é mínimo e o controle é também difícil, e portanto 0,1% se torna o limite inferior. Se a razão de redução exceder 1,5%, então a produtividade deteriora dramaticamente, e portanto 1,5% age como um limite superior. A laminação de acabamento e encruamento superficial pode ser conduzida ou in-line ou off-line. Além disso, uma única laminação de acabamento e encruamento superficial pode ser executada para alcançar a desejada razão de redução, ou uma pluralidade de repetições de laminação pode ser executada.

Além disso, com o propósito de melhorar as propriedades de conversão química da chapa de aço laminada a frio recozida, um tratamento de lavagem ácida ou tratamento alcalino pode ser também conduzido. Conduzindo-se um tratamento alcalino ou um tratamento de lavagem ácida, as propriedades de conversão química da chapa de aço podem ser melhoradas, e a capacidade de revestimento e de resistência à corrosão podem também ser melhoradas.

Quando se produz uma chapa de aço galvanizada de alta resistência da presente invenção, a chapa de aço laminada a frio é alimentada a uma linha de processamento de galvanização por imersão a quente contínua ao invés da linha de processamento de recozimento contínuo descrita acima.

De forma similar àquela descrita para a linha de processamento de recozimento contínuo, a chapa de aço laminada a frio é inicialmente aquecida a uma taxa de aumento de temperatura de não mais que 7°C/s. A chapa laminada a frio é então mantida a uma temperatura de não menos que 550°C e não mais que a temperatura do ponto de transformação Ac1 por um período de 25 a 500 segundos. O recozimento é então conduzido a 750 a 860°C.

Pelas mesmas razões descritas para a linha de processamento de recozimento contínuo, a temperatura máxima de aquecimento está preferivelmente na faixa de 750 a 860°C. A razão para restringir a temperatura máxima de aquecimento para um valor na faixa de 750 a 860°C é que se a temperatura for menor que 750°C, então os carbonetos formados durante a laminação a quente não podem ser satisfatoriamente fundidos, portanto a razão da microes-trutura dura necessária para alcançar uma alta resistência de 880 MPa não pode ser garantida. A uma temperatura de menos de 750°C, a ferrita e os carbonetos (cementita) podem coexistir, e a ferrita recristalizada pode crescer sobre a cementita. A ferrita se torna bruta, e a capacidade de expansão de furo e a capacidade de dobramento tende a deteriorar significativamente. Além disso, a fração de volume das consistindo em duras também diminui; portanto é indesejável. Por outro lado, um recozimento a temperatura muito alta no qual a temperatura máxima de aquecimento alcançada excede 860°C não é apenas indesejável do ponto de vista econômico, mas resulta em uma fração de volume de austenita durante o recozimento que é muito grande, o que significa que se torna difícil garantir que a fração de volume para a fase principal ferrita é pelo menos 50%, e resulta na deterioração da ductilidade. Por essas razões, a temperatura máxima alcançada durante o recozimento deve Estar dentro da faixa de 750 a 860°C, e está preferivelmente na faixa de 780 a 840°C.

Pelas mesmas razões descritas para a linha de processamento de recozimento contínuo, o tempo de manutenção no recozimento quando a chapa de aço laminada a frio é alimentada a uma linha de processamento de galvanização por imersão a quente contínua é preferivelmente pelo menos 10 segundos. Por outro lado, se o tempo de manutenção for muito longo, então há uma chance aumentada do embrutecimento dos grãos de cristal, provocando a deterioração na resistência e na capacidade de expansão de furo. Para evitar que esses tipos de problemas ocorram, o limite superior para o tempo de manutenção é preferivelmente 1.000 segundos.

Subsequentemente, a chapa de aço deve ser resfriada da temperatura máxima de aquecimento durante o recozimento até 620°C a uma taxa de resfriamento de não mais que 12°C/s. Isto é para promover a formação de ferri-ta durante o processo de resfriamento e a concentração de C dentro da auste-nita, diminuindo assim a temperatura Ms para menos de 300°C. No caso de uma chapa de aço galvanizada por imersão a quente ligada, como a chapa é inicialmente resfriada e então submetida a um tratamento de galvanização, a martensita tende a temperar. Consequentemente, a temperatura Ms deve ser adequadamente diminuída, de forma que a transformação da martensita antes da ligação possa ser suprimida. Geralmente uma chapa de aço de alta resistência tendo uma resistência máxima à tração de pelo menos 880 MPa e uma quantidade reduzida de C adicionada contém grandes quantidades de Mn e/ou B, portanto a ferrita é improvável de ser formada durante o processo de resfriamento, e a temperatura Ms é alta. Como resultado, a transformação da martensita tende a começar antes do tratamento de galvanização e recozimento, o que aumenta a possibilidade de amolecimento do aço. Em um aço convencional, se uma grande quantidade de ferrita for formada durante o processo de resfriamento, então a resistência diminui significativamente, portanto reduzir a temperatura Ms pelo aumento da fração de volume da ferrita provou ser difícil. Esse efeito é particularmente marcado se a taxa de resfriamento for reduzida para não mais que 12°C/s, e portanto a taxa de resfriamento deve ser ajustada para não mais que 12°C/s. Entretanto, uma redução extrema na taxa de resfriamento tende a provocar uma diminuição excessiva na fração de volume da martensita, portanto torna-se difícil alcançar uma resistência de pelo menos 880 MPa. Além disso, a austenita tende a se transformar em perlita, portanto a fração de martensita necessária para garantir o nível desejado de resistência não pode ser alcançado. Por essas razões, o limite inferior para a taxa de resfriamento deve ser pelo menos 1 °C/s.

Subsequentemente, de maneira similar à descrita para a linha de processamento de recozimento contínuo, a chapa laminada a frio recozida é resfriada de 620°C até 570°C a uma taxa de resfriamento de pelo menos 1 °C/s. Isto suprime a transformação da ferrita e da perlita durante o processo de resfriamento. A seguir, a chapa de aço laminada a frio recozida é mergulhada em um banho de galvanização. A temperatura da chapa de aço mergulhada no banho de revestimento (temperatura da chapa mergulhada) está preferivelmente numa faixa de temperaturas da (temperatura do banho de galvanização -40°C) até (temperatura do banho de galvanização + 40°C). Mergulhar em um banho de galvanização onde a temperatura da chapa laminada a frio não esteja a não mais que Ms°C é particularmente desejável. Isto é para evitar o amolecimento provocado pela têmpera da martensita.

Em adição, se a temperatura da chapa de aço mergulhada for menor que (temperatura do banho de galvanização - 40°C), então a perda de calor ao mergulhar a chapa no banho de revestimento se torna grande, e pode provocar a solidificação parcial da galvanização, levando assim à deterioração da aparência externa do revestimento. Por esta razão, o limite inferior para a temperatura da chapa mergulhada é ajustado para (temperatura do banho de galvanização - 40°C). Entretanto, se a temperatura da chapa antes do revestimento for menor que (temperatura do banho de galvanização - 40°C), então a chapa pode ser reaquecida antes do revestimento para aumentar a temperatura da chapa até um valor de menos que (temperatura do banho de galvanização - 40°C). Por outro lado, se a temperatura da chapa mergulhada exceder (temperatura do banho de galvanização + 40°C), então surgem problemas operacionais associados com o aumento na temperatura do banho de revestimento. Além de zinco puro, o banho de revestimento pode também incluir outros elementos tais como Fe, Al, Mg, Mn, Si, e Cr.

Subsequentemente, após mergulhar a chapa laminada a frio no banho de galvanização, a chapa é resfriada através da faixa de temperaturas de 250 a 100°C a uma taxa de resfriamento de pelo menos 5°C/s, e então resfriada até a temperatura ambiente. Esse resfriamento pode inibir a têmpera da martensita. Mesmo quando o resfriamento é realizado até uma temperatura de não mais que a temperatura Ms, se a taxa de resfriamento for lenta, então car-bonetos podem ser precipitados na martensita durante o resfriamento. Consequentemente, a taxa de resfriamento é ajustada para pelo menos 5°C/s. Se a taxa de resfriamento for menor que 5°C/s, então são gerados carbonetos dentro da martensita durante o processo de resfriamento, o que amolece o aço e torna difícil obter uma resistência de pelo menos 880 MPa.

Quando se produz uma chapa de aço galvanizada por imersão a quente ligada da presente invenção, após a imersão da chapa laminada a frio no banho de galvanização na linha de processamento de galvanização por imersão a quente contínua descrita acima, uma etapa de ligação da camada de revestimento é também incluída. Nessa etapa de ligação, a chapa de aço laminada a frio galvanizada é submetida a um tratamento de galvanização com re-cozimento a uma temperatura de pelo menos 460°C. Se a temperatura desse tratamento de galvanização com recozimento for menor que 460°C, então a ligação segue lentamente, e a produtividade é pobre. Embora não haja restrições particulares para o limite superior para a temperatura de ligação, se a temperatura exceder 620°C, então a ligação prossegue muito rapidamente, e uma pulverização favorável não pode ser alcançada. Consequentemente, a temperatura do tratamento de galvanização com recozimento preferivelmente não é maior que 620°C. Na chapa de aço laminada a frio da presente invenção, do ponto de vista de controle estrutural, como as misturas de Cr, Si, Mn, Ti, e B são adicionadas ao aço, o efeito de retardar a transformação na faixa de temperaturas de 500 a 620°C é extremamente poderoso. Como resultado, a transformação da perlita e a precipitação de carbonetos não precisam ser considerados, os efeitos da presente invenção podem ser alcançados com boa estabilidade, e a flutuação nas propriedades mecânicas é mínima. Além disso, como a chapa de aço da presente invenção não contém martensita antes do tratamento de galvanização, o amolecimento do aço devido à tempera não precisa ser considerado.

Após o tratamento térmico do tratamento de galvanização com re-cozimento, uma laminação de acabamento e encruamento superficial é preferivelmente conduzida com os propósitos de controlar o nível de rugosidade de superfície, controlar a forma da chapa, e controlar o alongamento no escoamento. A razão de redução para a laminação de acabamento e encruamento superficial está preferivelmente em uma faixa de 0,1 a 1,5%. Se a razão de redução para a laminação de acabamento e encruamento superficial for menor 0,1%, então o efeito é mínimo, e o controle também se torna difícil, e portanto 0,1% se torna o limite inferior. Em contraste, se a razão de redução para a laminação de acabamento e encruamento superficial exceder 1,5%, então a produtividade deteriora dramaticamente, e portanto 1,5% age como limite superior. A laminação de acabamento e encruamento superficial pode ser executada ou in-line ou off-line. Além disso, uma única laminação de acabamento e encruamento superficial pode ser executada para alcançar a desejada razão de redução, ou uma pluralidade de repetições de laminação pode ser executada.

Além disso, para também aumentar a adesão do revestimento, a chapa de aço pode ser submetida ao revestimento com um ou mais elementos selecionados entre Ni, Cu, Co, a Fe antes do recozimento, e conduzir-se o revestimento não representa uma fuga da presente invenção.

Além disso, em relação ao recozimento conduzido antes do revestimento, métodos possíveis incluem o método Sendzimir (onde após a lavagem ácida de desengorduramento, a chapa é aquecida em uma atmosfera não oxi-dante, recozida em uma atmosfera redutora contendo H2 e N2, resfriada até uma temperatura próxima à temperatura do banho de revestimento, e então mergulhada no banho de revestimento), um método de forno de redução completa (onde a chapa de aço é limpa antes do revestimento, pelo controle da atmosfera durante o recozimento de forma que a superfície da chapa seja inicialmente oxidada e seja subsequentemente reduzida, e então a chapa limpa é mergulhada no banho de revestimento), e o método de fluxo (onde após a lavagem ácida de desengorduramento, a chapa é submetida a um tratamento de fluxo usando-se cloreto de amônio ou similar, e então mergulhada no banho de revestimento), e os efeitos da presente invenção podem ser alcançados independentemente das condições sob as quais o tratamento é conduzido. Além disso, independentemente da técnica usada para o recozimento antes do revestimento, garantir que o ponto de condensação durante o aquecimento seja -20°C ou maior é vantajoso em termos de capacidade de umedecimento do revestimento e da reação de ligação que ocorre durante a ligação.

Submeter a chapa de aço laminada a frio da presente invenção à eletrogalvanização não provoca absolutamente perdas na resistência à tração, ductilidade, ou capacidade de expansão de furo da chapa de aço. Em outras palavras, a chapa de aço laminada a frio da presente invenção é ideal como material para eletrogalvanização. Os efeitos da presente invenção podem também ser obtidos se a chapa for submetida a um revestimento orgânico ou a um tratamento de revestimento da camada superior. A chapa de aço da presente invenção não apenas apresenta resistência superior das juntas soldadas, mas também fornece capacidade superior de deformação (capacidade de moldagem) para materiais ou componentes que incluam uma porção soldada. Geralmente, se o tamanho de grão de uma microestrutura do aço é reduzida para fornecer uma resistência melhorada, então o calor que é aplicado durante a soldagem por pontos também provoca aquecimento das regiões na, ou próximas à, vizinhança da porção fundida, e isto pode provocar o embrutecimento dos grãos e uma deterioração marcante [na resistência nas regiões afetadas pelo calor. Como resultado, se a chapa de aço contendo a porção soldada amolecida for submetida à conformação por pressão, então a deformação é concentrada na região mais macia e pode resultar em uma fratura, e assim a chapa de aço apresenta capacidade de moldagem pobre. Entretanto, a chapa de aço da presente invenção inclui elementos tais como Ti, Cr, Mn, e B, que apresentam efeitos poderosos de supressão de crescimento de grão e são adicionados em grandes quantidades com o propósito de controlar o tamanho de grão da ferrita durante a etapa de recozimento, e, como resultado, não ocorre o embrutecimento dos grãos de ferrita nas regiões afetadas pelo calor, portanto o amolecimento do aço é improvável de ocorrer. Em outras palavras, a presente invenção não apenas fornece uma resistência superior para as juntas formadas por soldagem por pontos, a laser ou a arco, mas também fornece excelente capacidade de conformação por prensagem para componentes tais como discos sob medida que incluam uma porção soldada (aqui o termo "capacidade de conformação" significa que mesmo se o material contendo uma porção soldada for submetido a uma moldagem, não ocorrem fraturas na porção soldada ou na região afetada pelo calor).

Além disso, a chapa de aço galvanizada de alta resistência e alta ductilidade da presente invenção que apresenta excelente capacidade de conformação e capacidade de expansão de furo é produzida, em princípio, pelo processo de produção de aço típico de refino do minério, produção do aço, lingotamento, laminação a quente e la-minação a frio mas mesmo se a produção for conduzida com alguma ou todas essas etapas omitidas, os efeitos da presente invenção podem ainda ser obtidos se as condições conforme a presente invenção forem satisfeitas.

EXEMPLOS

Os efeitos da presente invenção estão descritos abaixo em maiores detalhes usando-se uma série de exemplos. Deve ser notado que a presente invenção não é limitada aos exemplos a seguir, e várias modificações podem ser feitas sem sair do escopo da presente invenção.

Inicialmente, placas contendo os vários componentes mostrados na Tabela 1 (unidades: % em massa) foram aquecidas até 1,230°C, e uma laminação bruta foi conduzida a uma razão de redução de 87,5% para formar uma chapa laminada bruta. Subsequentemente, usando-se as condições mostradas nas Tabelas 2 a 5, cada chapa laminada bruta foi mantida dentro de uma faixa de temperaturas de 950 a 1,080°C, e foi então submetida à laminação de acabamento a uma razão de redução de 90% para formar uma chapa laminada a quente. Subsequentemente, após conduzir o resfriamento a ar e o resfriamento a água, cada chapa laminada a quente foi bobinada sob as condições mostradas nas Tabelas 2 a 5. Para algumas das chapas de aço, as mesmas foram submetidas ao resfriamento à água e bobinamento imediato após a laminação de acabamento, sem a execução do resfriamento a ar. Após a lavagem ácida, cada uma das chapas laminadas a quente obtida foi submetida à laminação a frio para reduzir a espessura de 3 mm da chapa laminada a quente para 1,2 mm, obtendo assim uma chapa laminada a frio.

Nas tabelas, uma entrada sublinhada representa um valor fora da faixa especificada pela presente invenção. Na Tabela 1, uma entrada de "*-1" significa que o componente não foi adicionado. Nas Tabelas 2 a 5, na coluna intitulada "Produto chapa tipo *2", "CR" representa uma chapa de aço laminada a frio, "Gl" representa uma chapa de aço galvanizada, e "GA" representa uma chapa de aço galvanizada por imersão a quente ligada. Além disso, "FT" representa a temperatura da laminação de acabamento (ou temperatura de acabamento).

Tabela 1 Tabela 1 -continuação- Tabela 2 Tabela 4 Tabela 4 -continuação- (Chapa iaminada a frio) Cada chapa laminada a frio foi submetida ao recozimento usando um mecanismo de recozimento sob as condições mostradas nas Tabelas 6 a 9. A chapa laminada a frio foi aquecida a uma taxa média de aquecimento predeterminada (taxa média de aumento de temperatura), e foi então mantida por um tempo de manutenção predeterminado a uma temperatura de não menos que 550°C e não mais que a temperatura do ponto de transformação Ac1. A chapa foi então aquecida até uma temperatura de recozimento especificada e mantida àquela temperatura por 90 segundos. Subsequentemente, cada chapa de aço foi resfriada sob as condições de resfriamento mostradas nas Tabelas 6 a 9. A chapa foi então resfriada até a temperatura ambiente a uma taxa de resfriamento predeterminada especificada nas Tabelas 10 a 13, completando assim a produção de uma chapa de aço laminada a frio.

Nas Tabelas 10 a 13, uma entrada "-*3" significa que a etapa não foi executada, "*6" significa que após o primeiro resfriamento até a temperatura ambiente, foi conduzido um tratamento de têmpera na temperatura especificada.

Tabela 6 Tabela 7 Tabela 8 Tabela 8 -continuação- Tabela 9 Tabela 9 -continuacão- Tabela 10 Tabela 10 -continuação- Tabela 11 Tabela 11 -continuação- Tabela 12 Tabela 12 -contiuação- Tabela 13 Tabela 13 Em relação à atmosfera dentro do forno usado para a produção da chapa de aço laminada a frio, foi anexado um dispositivo que levou à combustão uma mistura complexa de vapor de CO e H2 e introduziu os H20 e C02 resultantes, e foi também introduzido o gás N2 que continha 10% em volume de H2 tendo um ponto de condensação de -40°C, portanto a atmosfera dentro do forno foi capaz de ser controlada. (Chapa de aço galvanizada, chapa de aço galvanizada por imersão a quente ligada) Uma chapa laminada a frio foi submetida a recozimento e revestimento usando um equipamento de galvanização por imersão a quente contínua.

Em relação às condições de recozimento e à atmosfera dentro do forno, para garantir propriedades favoráveis de revestimento, foi anexado um dispositivo que queimou uma mistura complexa de vapor de CO e H2 e introduziu gás N2 que continha 10% em volume de H2 tendo um ponto de condensação de -10°C, com o recozimento sendo conduzido sob as condições mostradas na Tabela 6 a 9. A chapa laminada a frio que foi recozida e então resfriada a uma taxa de resfriamento específica foi então imersa em um banho de galvanização. Subsequentemente, a chapa foi resfriada usando as taxas de resfriamento mostradas nas Tabelas 10 a 13, completando assim a preparação de uma série de chapas de aço galvanizadas.

Quando se produz uma chapa de aço galvanizada por imersão a quente ligada, a chapa laminada a frio foi imersa no banho de galvanização, e então foi submetida a um tratamento de galvanização a uma temperatura mostrada nas Tabelas 10 a 13 numa faixa de 480 a 590°C.

Particularmente, no caso dos aços nos A a J, que contêm uma grande quantidade de Si, se a atmosfera dentro do forno não é controlada, então o aço é passível de falhas no revestimento ou de atraso na ligação. Consequentemente, quando uma chapa de aço tendo um alto teor de Si é submetida à galvanização e ao tratamento de galvanização com recozimento, a atmosfera (potencial de oxigênio) deve ser controlada. A quantidade de galvanização na chapa de aço revestida foi ajustada para aproximadamente 50 g/m2 para cada uma das superfícies. Finalmente, a chapa de aço resultante foi submetida à laminação de acabamento e encruamento superficial a uma razão de redução de 0,3%. ' A seguir, a microestrutura de cada uma das chapas de aço lami- nadas a frio, chapas de aço galvanizadas por imersão a quente, e chapas de aço galvanizadas por imersão a quente ligadas obtidas foi analisada usando-se o método descrito abaixo. A seção transversal ao longo da direção de laminação da chapa de aço ou a seção transversal em uma direção ortogo-nal à direção de laminação foi causticada usando-se ou um reagente natal ou um reagente descrito na Japanese Unexamined Patent Application, First Publication n° S59-219473, e a superfície foi então inspecionada em um microscópio ótico com uma ampliação de 1.000 vezes, e a uma ampliação de 1.000 a 100.000 vezes usando-se tanto microscópios se varredura eletrônica quanto de transmissão eletrônica. Essas observações permitiram que cada uma das fases dentro da consistindo em, a saber, ferrita, perlita, cementita, martensita, bainita, austenita e consistindo em residuais fossem identificadas, os locais e a forma de cada fase foram observados, e o tamanho de grão de ferrita foi medido. A fração de volume de cada fase foi determinada pela observação da superfície usando-se um microscópio de varredura eletrônica com ampliação de 2.000 vezes. Medindo-se 20 campos de vista, e então determinando-se as várias frações de volume usando-se o método de contagem de pontos. Para medir-se o tamanho do bloco de martensita, a microestrutura foi observada usando-se um método FE-SEM EBSP, as orientações do cristal foram determinadas, e os tamanhos de bloco foram medidos. Na chapa de aço da presente invenção, como o tamanho de bloco de martensita foi consideravelmente menor que o dos aços convencionais, foi preciso tomar cuidado para garantir que uma etapa de tamanho adequadamente pequeno fosse utilizada durante a análise FE-SEM EBSP. Na presente invenção, a varredura foi conduzida na etapa de tamanho de 50 nm, a microestrutura de cada microestrutura de grão de martensita foi analisada, e o tamanho do bloco foi determinado.

Além disso, o teor de Cr na martensita / o teor de Cr na ferrita poligonal foi medido usando-se ΕΡΜΑ. Como as chapas de aço da presente invenção têm uma microestrutura muito fina, a análise foi executada a uma ampliação de 3.000 vezes, usando-se um diâmetro de ponto de 0,1 pm.

Nessa pesquisa, a medição da razão de dureza da martensita em relação à ferrita (DHTM/DHTF) foi conduzida usando-se um método de medição de profundidade de penetração para medir a dureza respectiva usando-se um medidor de microdureza dinâmico tendo um mordedor morde-dor piramidal triangular do tipo Berkovich e usando-se uma carga de 0,2 g.

Chapas de aço cuja razão de dureza DHTM/DHTF foi de pelo menos 3,0 foram consideradas como satisfazendo a faixa da presente invenção. Essa razão representa a dureza da martensita necessária para garantir que a chapa de aço apresente uma resistência, capacidade de expansão de furo, e capacidade de soldagem favoráveis simultaneamente, e é favorável o resultado que foi determinado analisando-se os resultados de vários testes. Se essa razão de dureza for menor que 3,0 , então podem surgir vários problemas, inclusive a incapacidade de alcançar a resistência desejada, ou a deterioração na capacidade de expansão de furo ou na capacidade de soldagem, e, como resultado, essa razão de dureza deve ser pelo menos 3,0.

Além disso, os testes de tração foram conduzidos para medir o limite de escoamento (YS), o limite máximo de tração (TS), e o alongamento total (El). As chapas de aço da presente invenção são consistindo em compostas que incluem ferrita e consistindo em duras e, em muitos casos, um alongamento no limite de elasticidade pode não existir. Por esta razão, o limite de escoamento foi medido usando-se um método de compensação a 0,2%. Então chapas de aço nas quais o valor de TS χ El é de pelo menos 16,000 (MPa χ %) foram considerados como sendo chapas de aço de alta resistência tendo um equilíbrio favorável entre resistência e ductilidade. A razão de expansão de furo (λ) foi avaliada perfurando-se um furo circular tendo um diâmetro de 10 mm através da chapa de aço com um vão de 12,5%, e então usando uma punção cônica a 60° para expandir o furo com a rebarba ajustada no lado do molde.

Sob cada conjunto de condições, cinco testes de expansão de furo separados foram registrados como a razão de expansão de furo. As chapas de aço nas quais o valor de TS χ λ foi de pelo menos 40.000 (MPa χ %) foram considerados como sendo chapas de aço de alta resistência tendo um equilíbrio favorável de resistência e capacidade de expansão de furo.

Chapas de aço que satisfazem tanto o anteriormente mencionado equilíbrio entre resistência e ductilidade quanto a capacidade de expansão do furo são consideradas chapas de aço de alta resistência tendo excelente equilíbrio entre capacidade de expansão de furo e ductilidade. A capacidade de dobramento das chapas de aço foi também avaliada. A capacidade de dobramento foi avaliada pela preparação de um corpo de prova tendo uma dimensão de 100 mm numa direção perpendicular à direção de laminação e uma dimensão de 30 mm na direção de laminação, e então avaliando-se o raio de dobramento mínimo no qual um dobramento a 90° provoca fratura. Em outras palavras, a capacidade de dobramento foi avaliada usando-se uma série de perfurações tendo um raio de dobramento na extremidade de punção de 0,5 mm a 3,0 mm em etapas de 0,5 mm, e o raio de dobramento mínimo foi definido como o menor raio de dobramento no qual a fratura da chapa de aço não ocorreu. Quando a capacidade de dobramento das chapas de aço da presente invenção foi avaliada, uma capacidade de dobramento muito favorável de 0,5 mm foi alcançada para aqueles aços que satisfizeram as condições da presente invenção. A capacidade de soldagem por pontos foi avaliada sob as condições listadas abaixo.

Eletrodo (tipo cúpula): diâmetro da ponta 6 mm<|) Força aplicada: 4,3 kN

Corrente de soldagem: (CE-0.5) kA (CE: corrente imediatamente anterior à ocorrência de gotejamento) Tempo de soldagem: 14 ciclos Tempo de manutenção: 10 ciclos Após a soldagem. Um teste de resistência de cisalhamento e um teste de resistência de tensão transversal foram conduzidos de acordo com a JIS Z 3136 e JIS Z 3137 respectivamente. Para cada teste, cinco soldas foram executadas usando-se uma corrente de soldagem de CE, e os valores médios foram registrados como resistência de cisalhamento do teste de cisalhamento (TSS) e a resistência à tração do teste de tração transversal (CTS) respectivamente. Chapas de aço cuja razão de ductilidade representada pela razão desses dois valores (isto é, CTS/TSS) foi pelo menos 0,4 foram consideradas como sendo chapas de aço de alta resistência de excelente capacidade de soldagem.

Os resultados obtidos estão mostrados nas Tabelas 14 a 25.

Nas Tabelas 14 a 17, na coluna intitulada "Produto chapa tipo *2", "CR" representa uma chapa de aço laminada a frio, "Gl" representa uma chapa de aço galvanizada, e "GA" representa uma chapa de aço galvanizada por imersão a quente ligada. Além disso, na coluna intitulada "Micro-estrutura *4", "F’ representa ferrita, "B" representa bainita, "M" representa martensita, "TM" representa martensita temperada, "RA representa austenita residual, "P" representa perlita, e "C" representa cementita.

Além disso, nas Tabelas 18 a 21, na coluna intitulada "configuração da ferrita *5", "poligonal" se refere a grãos de ferrita tendo uma razão de aspecto de não mais que 2, enquanto "alongado" se refere a grãos de ferrita que são alongados na direção de laminação.

Tabela 14 Tabela 14 -continuação- Tabela 15 Tabela 15 continuação- Tabela 16 Tabela 16 -continuação- Tabela 17 Tabela 17 -continuação- Tabela 18 Tabela 18 -continuação Tabela 19 Tabela 19 -continuação- Tabela 20 Tabela 20 -continuação- Tabela 21 Tabela 22 Tabela 23 Tabela 24 Tabela 25 Na chapa de aço da presente invenção, fazer o tamanho do bloco da martensita que age como microestrutura dura extremamente pequena a não mais que 0,9 pm, e reduzir o tamanho do grão da fase principal ferrita, um aumento na resistência é alcançado devido ao reforço do grão fino; portanto, permitir que uma excelente resistência da junta soldada seja obtida mesmo quando a quantidade adicionada de C é suprimida para 0,095% ou menos. Em adição, como a chapa de aço da presente invenção contém Cr e Ti adicionados, o amolecimento sob o calor aplicado durante a soldagem é difícil de ocorrer; portanto, fraturas nas áreas que circundam a porção soldada podem também ser suprimidas. Como resultado, são alcançados efeitos que excedem os esperados pela simples redução da quantidade de C até não mais que 0,095%, e a chapa de aço apresenta particularmente uma capacidade de soldagem superior. A chapa de aço da presente invenção apresenta tanto excelente capacidade de expansão de furo quanto alongamento, e portanto excede em capacidade de formação de flange elástica, que é uma forma de moldagem que requer capacidade de expansão de furo e alongamento simultâneos, e capacidade de conformação elástica, que se correlaciona com o valor n (alongamento uniforme).

Como é evidente das Tabelas 14 a 25, os aços intitulados como Aços nos A-1, 3, 6 a 9, 12,19, 24, e 32, os aços nos B-1 a 3, aço n° C-1, aço n° D-1, aço n° E-1, 4, 7, e 8, aço n° F-1 e 2, e o aço n° G-1 têm cada um uma composição química que satisfaz as faixas prescritas da presente invenção, e suas condições de produção satisfazem as faixas prescritas na presente invenção. Como resultado, a fase principal pode ser formada como ferrita poligonal tendo um tamanho de grão de não mais que 4 pm e uma fração de volume que excede 50%. Além disso, cada aço também inclui consistindo em duras de bainita e martensita, o tamanho de bloco de martensita é de não mais que 0,9 pm, e o teor de Cr dentro da martensita pode ser controlado para 1,1 a 1,5 vezes o teor de Cr na ferrita poligonal. Como resultado, uma chapa de aço que tenha uma resistência máxima à tração de pelo menos 880 MPa e apresente um equilíbrio extremamente favorável en- tre capacidade de soldagem, ductilidade e capacidade de expansão de furo pode ser produzida.

Por outro lado, no caso do aço n° A-2, 20, e 25, o aço n° E-2, 3, e 9, o tempo de permanência em 950 a 1.080°C é curto, e como resultado, precipitados finos de TiC e NbC não podem ser precipitados na faixa da aus-tenita, e o tamanho de grão da austenita após a laminação de acabamento não pode ser reduzida. Além disso, a austenita frequentemente adota uma forma achatada após a laminação de acabamento, e isso afeta a forma da ferrita após a laminação a frio e o recozimento, que tende a ser passível de se tornar alongada na direção da laminação.

Como resultado, o valor de TS χ λ, que é um indicador da capacidade de expansão de furo, é um valor comparativamente baixo de menos de 40.000 (MPa x %), indicando uma capacidade inferior de expansão de furo.

No caso do aço n° A-4 e 29, e do aço n° E-2 e 10, como a temperatura de laminação de acabamento (FT) é menor que 820°C, após a laminação de acabamento, é obtida uma austenita não-recristalizada que é significativamente alongada na direção de laminação, e mesmo se essa chapa for bobinada, laminada a frio e recozida, o efeito dessa austenita não-recristalizada e alongada permanece.

Como resultado, como a fase principal ferrita se torna uma ferrita alongada que é estirada na direção da laminação, o valor de TS χ λ é um valor comparativamente de menos de 40.000 (MPa χ %), indicando uma capacidade inferior de expansão de furo.

No caso do aço n° A-26 e do aço n° E-3, a temperatura da laminação de acabamento excede 950°C e é extremamente alta, o que provoca um aumento no tamanho do grão de austenita após a laminação de acabamento, resulta em consistindo em não-uniformes após a laminação a frio e recozimento, e provoca a formação de ferrita alongada após a laminação a frio e o recozimento. Além disso, a faixa de temperaturas representa a faixa na qual a precipitação de TiC ocorre mais prontamente, o que provoca uma precipitação excessiva de TiC e evita que o Ti seja utilizado na redução do tamanho de grão da ferrita ou o reforço da precipitação em etapas posteriores, resultando em uma redução na resistência do aço. Como resultado, o valor de TS x λ é um valor comparativamente baixo de menos de 40.000 (MPa x %), indicando uma capacidade inferior de expansão de furo.

Para o aço n° A-10 e o aço n° E-12, a temperatura de bobina-mento é uma temperatura muito alta que 630°C, e como as consistindo em da chapa de aço laminada a quente se tornam ferrita e perlita, as consistindo em obtidas após a laminação a frio e o recozimento são também afetadas por essas consistindo em da chapa laminada a quente. Especificamente, mesmo quando a chapa laminada a quente contendo consistindo em brutas compostas de ferrita e perlita é submetida à laminação a frio, as consistindo em perlita não podem ser finamente dispersas e forma uniforme, portanto as consistindo em ferrita que são alongadas pelo processo de laminação a frio permanecem na forma alongada mesmo após a recristalização, e as consistindo em austenita (e após o resfriamento, martensita) formadas devido à transformação das consistindo em perlita tendem a formar consistindo em ligadas do tipo tiras. Como resultado, em processamentos tais como molda-gem por expansão de furos que podem resultar em formação de fraturas, a fratura tende a se desenvolver AP longo das consistindo em ferrita alongadas ou das consistindo em martensita alinhadas em forma de tiras, portanto a capacidade de expansão de furos se torna inferior. Além disso, como a temperatura de bobinamento é muito alta, o TiC e o NbC precipitados se tornam mais brutos e não contribuem para o reforço da precipitação, o que resulta na diminuição da resistência. Além disso, como nenhum Ti ou Nb solu-bilizado-sólido permanece no aço, o atraso na recristalização da ferrita durante o recozimento tende a ser inadequado; portanto, o tamanho de grão da ferrita tende a exceder 4 pm, o que torna mais difícil alcançar a melhoria da capacidade de expansão de furo fornecida pelo tamanho de grão reduzido, e resulta em um valor de TS χ λ que é um valor comparativamente baixo de menos de 40.000 (MPa χ %), indicando uma capacidade de expansão de furo inferior.

Para os aços n0SA-15 e 34, e os aços nos. E-14 e 15, devido ao fato da taxa de aumento da temperatura durante o recozimento é um valor alto excedendo 7°C/s, a concentração de Cr na martensita não pode ser aumentada até a faixa prescrita, tornando impossível alcançar a resistência desejada de pelo menos 880 MPa.

Para os aços n0SA-16 e 22, e os aços nos E-6 e 16, o tempo de manutenção a uma temperatura dentro da faixa de 550°C até Ac1 é um tempo curto de menos de 25 segundos, e portanto o efeito de promover a ce-mentita com base em núcleos Cr23C6, e o efeito de concentrar o Cr na ce-mentita não podem ser alcançados, portanto o efeito de reforço dependente desses efeitos. Isto é, o efeito de reforço provocado pela redução do tamanho do bloco de martensita, torna-se inalcançável. Por esta razão, uma resistência de pelo menos 880 MPa não pode ser alcançada.

Para os aços η05* A-11 e 30, e o aço n° E-13, a temperatura de recozimento após a laminação a frio é um valor baixo de menos de 750°C, e portanto a cementita não se transforma em austenita. Como resultado, o efeito de ligação fornecido pela austenita não se manifesta; portanto o tamanho de grão da ferrita recristalizada tende a exceder 4 pm, o que torna mais difícil alcançar a melhoria da capacidade de expansão de furo fornecida pelo tamanho reduzido do grão de ferrita que representa um efeito da presente invenção e resulta em uma capacidade inferior de expansão de furo.

Para os aços n0SA-13 e 31, e para o aço n° C-2, como a temperatura de recozimento excedeu 860°C e é, portanto, muito alta, uma fração de volume de ferrita de pelo menos 50% não pode ser alcançada, e o valor de TS x El é um valor baixo de menos de 16.000 (MPa χ %), indicando uma ductilidade inferior.

Para os aços nos A-18, 23 e 36, como a taxa de resfriamento na faixa de temperaturas de 250 a 100°C é menor que 5°C/s, carbonetos à base de ferro são precipitados na martensita durante o processo de resfriamento (isto inclui martensita temperada que sofreu têmpera) Como resultado, as consistindo em duras são amolecidas, tornando impossível garantir uma resistência de pelo menos 880 MPa.

Embora o aço n° J-1 forneça uma alta resistência de pelo menos 880 MPa e uma excelente ductilidade, como o teor de C excede 0,095%, a razão de ductilidade cai para menos de 0,5, indicando uma capacidade de soldagem inferior. Além disso, como o aço não contém nenhum Cr, Ti, ou B, o efeito de melhoria da capacidade de expansão de furo fornecido pelo tamanho reduzido do grão de ferrita não pode ser obtido, resultando em uma capacidade inferior de expansão de furos. O aço n° K-1 inclui uma mistura de Cr, Ti, e B, e portanto apresenta uma capacidade de soldagem, ductilidade e capacidade de expansão de furos favoráveis, mas como o teor de C é um valor muito baixo de menos de 0,05%, uma fração adequada de consistindo em duras não pode ser garantida, portanto uma resistência de pelo menos 880 MPa não pode ser alcançada. O aço n° L-1 não contém B, e portanto é difícil alcançar a redução no tamanho de grão da ferrita fornecido pelo controle estrutural da chapa laminada a quente, ou a redução do tamanho do grão que resulta da supressão da transformação durante o recozimento, e como resultado a capacidade de expansão de furo é pobre. Como é difícil suprimir a transformação da ferrita durante o resfriamento conduzido durante o recozimento, uma quantidade excessiva de ferrita é formada, tornando impossível alcançar uma resistência de pelo menos 880 MPa. O aço n° M-1 não contém Cr, e portanto é difícil alcançar a redução do tamanho do bloco da martensita. Como resultado, o tamanho do bloco da martensita excede 0,9 pm, e se torna impossível alcançar uma resistência de pelo menos 880 MPa. O aço também apresenta uma capacidade de expansão de furo pobre. O aço n° N-1 não contém Si, e portanto a perlita tende a se formar prontamente no processo de resfriamento conduzido após o recozimento, ou a cementita e a perlita tendem a se formar prontamente no processo de resfriamento conduzido após o recozimento, ou cementita e perlita tendem a se formar prontamente durante o tratamento de galvanização com recozimento, e como resultado a fração de consistindo em duras diminui substanciaimeníe, tornando impossível alcançar uma resistência de pelo menos 880 M Pa. O aço n° 0-1 não contém Cr, Si ou B, e também tem um teor de Mn de menos de 1,7%, e como resultado nem a redução no tamanho de grão da ferrita, nem uma fração satisfatória de consistindo em duras podem ser garantidas, tornando impossível alcançar uma resistência de pelo menos 880 MPa. O aço n° Q-1 tem um teor de N de pelo menos 0,005%, e portanto o valor de TS χ λ é baixo e a capacidade de expansão de furo é pobre. O aço n° R-1 tem um teor de Mn que excede 2,6%, e portanto a razão de Cr na martensita / Cr na ferrita poligonal é pequena, confirmando que a concentração de Cr na martensita não ocorreu. Como resultado, o valor de TS χ λ é baixo, e a capacidade de expansão de furo é pobre.

Para os aços nos A-14, 21 e 33, e os aços nos P-1 e 2, como a martensita é formada primeiro, e então é conduzido o aquecimento, as consistindo em duras incluem martensita temperada. Como resultado, a resistência diminui comparado com um aço equivalente que contenha as mesmas frações de ferrita e martensita, tornando difícil alcançar uma resistência de 880 MPa, ou se a resistência for retida pelo aumento da fração de volume da martensita temperada, então a capacidade de soldagem deteriora APLICABILIDADE INDUSTRIAL A presente invenção fornece uma chapa de aço de baixo custo que tem uma resistência máxima à tração de pelo menos 880 MPa, tornando-a ideal para componentes estruturais automobilísticos, componentes de reforço e componentes inferiores, e que também apresenta excelente capacidade de conformação com níveis favoráveis de capacidade de soldagem, ductilidade e capacidade de expansão de furos. Como essa chapa de aço é ideal para componentes estruturais automotivos, componentes de reforço, e componentes inferiores, espera-se que contribua para uma considerável diminuição do peso dos automóveis; portanto, os efeitos industriais da invenção são extremamente valiosos.

REIVINDICAÇÕES

Claims

1. Chapa de aço laminada a frio, caracterizada pelo fato de que consiste em, em termos de % em massa: C: não menos que 0,05% e não mais que 0,095%; Cr: não menos que 0,15% e não mais que 2,0%; B: não menos que 0,0003% e não mais que 0,01%; Si: não menos que 0,3% e não mais que 2,0%; Mn: não menos que 1,7% e não mais que 2,6%; Ti: não menos que 0,005% e não mais que 0,14%; P: não mais que 0,03%; S: não mais que 0,01%; Al: não mais que 0,1%; N: menos de 0,005%; O: não menos que 0,0005% e não mais que 0,005%, opcionalmente um ou mais elementos selecionados do grupo consistindo em: Ni: menos de 0,05%; Cu: menos de 0,05%; W: menos de 0,05%; V: não menos que 0,01% e não mais que 0,14%; e contendo como restante ferro e as inevitáveis impurezas, em que a microestrutura da mencionada chapa de aço compreende ferrita poligonal, que é a fase principal, tendo um tamanho de grão de cristal de não mais que 4 pm, e microestruturas duras de bainita e martensita. o tamanho de bloco da mencionada martensita é de não mais que 0,9 pm, o teor de Cr na mencionada martensita é de 1,1 a 1,5 vezes o teor de Cr na mencionada ferrita poligonal, e a resistência à tração é de pelo menos 880 MPa.

2. Chapa de aço laminada a frio de acordo com a reivindicação 1, caracterizada pelo fato de que a mencionada chapa de aço compreende, em termos de % em massa, um ou mais elementos selecionados do grupo consistindo em: Ni: menos de 0,05%; Cu: menos de 0,05%; e W: menos de 0,05%.

3. Chapa de aço laminada a frio de acordo com a reivindicação 1, caracterizada pelo fato de que a mencionada chapa de aço compreende, em termos de % em massa, V: não menos que 0,01% e não mais que 0,14%.

4. Chapa de aço galvanizada, caracterizada pelo fato de que compreende: a chapa de aço laminada a frio como definida na reivindicação 1.

5. Chapa de aço galvanizada por imersão a quente ligada, caracterizada pelo fato de que compreende: a chapa de aço laminada a frio como definida na reivindicação 1.

6. Método para produção de uma chapa de aço laminada a frio, caracterizado pelo fato de que compreende: aquecer uma placa lingotada contendo componentes químicos incorporados na chapa de aço laminada a frio como definida na reivindicação 1, ou aquecendo-se diretamente a mencionada placa lingotada até uma temperatura de 1.200Ό ou mais, ou inicialmente res friando-se e subsequentemente aquecendo-se a mencionada placa lingotada até uma temperatura de 1.200Ό ou mais; submeter a mencionada placa lingotada aquecida à laminação a quente a uma taxa de redução de pelo menos 70% de modo a obter uma chapa laminada bruta; manter a mencionada chapa laminada bruta por pelo menos 6 segundos em uma faixa de temperaturas de 950 a 1.080°C, e então submeter a mencionada chapa laminada bruta à laminação a quente sob condições em que a razão de redução seja de pelo menos 85% e a temperatura de acabamento de seja 820 a 950°C, de modo a obter uma chapa laminada a quente; bobinar a mencionada chapa laminada a quente em uma faixa de temperaturas de 630 a 400°C; fazer a lavagem ácida da mencionada chapa laminada a quente, e então submeter a mencionada chapa laminada a quente à laminação a frio a uma razão de redução de 40 a 70% de modo a se obter uma chapa laminada a frio; e alimentar a mencionada chapa laminada a frio em uma linha de processamento de recozimento contínuo, em que a mencionada alimentação da mencionada chapa laminada a frio à mencionada linha de processamento de recozimento contínuo compreende: aumentar a temperatura da mencionada chapa laminada a frio a uma taxa de aumento de temperatura de não mais que 7°C/s, manter a temperatura da mencionada chapa laminada a frio em um valor de não menos que 550°C e não mais que a temperatura do ponto de transformação Ac1 por um período de 25 a 500 segundos, subsequentemente executar o recozimento a uma temperatura de 750 a 860°C, e então executar o resfriamento até uma temperatura de 620°C a uma taxa de resfriamento de não mais que 12°C/s, resfriar de 620°C até 570°C a uma taxa de resfriamento de pelo menos 1 Ό/s, e então resfriar de 250 até 100°C a uma taxa de resfriamento de pelo menos 5°C/s.

7. Método para produção de uma chapa de aço galvanizada, caracterizado pelo fato de que compreende: aquecer uma placa lingotada contendo componentes químicos incorporados na chapa de aço laminada a frio como definida na reivindicação 1, ou aquecendo-se diretamente a mencionada placa lingotada até uma temperatura de 1.200°C ou mais, ou inicialmente resfriando-se e subsequentemente aquecendo-se a placa lingotada até uma temperatura de 1.200°C ou mais; submeter a mencionada placa lingotada aquecida à laminação a quente a uma razão de redução de pelo menos 70% de modo a obter uma chapa laminada bruta; manter a mencionada chapa laminada bruta por pelo menos 6 segundos em uma faixa de temperaturas de 950 a 1.080°C, e então submeter a mencionada chapa laminada bruta à laminação a quente sob condições em que a razão de redução é de pelo menos 85% e a temperatura de acabamento é 820 a 950°C, de modo a se obter uma chapa laminada a quente; bobinar a mencionada chapa laminada a quente em uma faixa de temperaturas de 630 a 400°C; efetuar a lavagem ácida da mencionada chapa laminada a quente, e então submeter a mencionada chapa laminada a quente à laminação a frio a uma razão de redução de 40 a 70% de modo a obter uma chapa laminada a frio; e alimentar a mencionada chapa laminada a frio a uma linha de processamento de galvanização contínua por imersão a quente, em que a mencionada alimentação da mencionada chapa laminada a frio à mencionada linha de processamento de galvanização contínua por imersão a quente compreende: aumentar a temperatura da mencionada chapa laminada a frio a uma taxa de aumento de temperatura de não mais que 7°C/s, manter a temperatura da mencionada chapa laminada a frio a um valor de não menos que 550°C e não mais que a temperatura do ponto de transformação Ac1 por um período de 25 a 500 segundos, subsequentemente executar o recozimento a uma temperatura de 750 a 860°C, resfriar da temperatura máxima de aquecimento durante o mencionado recozimento até uma temperatura de 620°C a uma taxa de resfriamento de não mais que 12°C/s, resfriar de 620°C até 570°C a uma taxa de resfriamento de pelo menos 1°C/s, mergulhar a mencionada chapa laminada a frio em um banho de galvanização, e então resfriar de 250 até 100°C a uma taxa de resfriamento de pelo menos 5°C/s.

8. Método para produção de uma chapa de aço galvanizada, caracterizado pelo fato de que compreende: submeter a chapa de aço laminada a frio produzida pelo mencionado método para a produção de uma chapa de aço laminada a frio de alta resistência como definido na reivindicação 6 à eletrogalvanização à base de zinco.

9. Método para produção de uma chapa de aço galvanizada por imersão a quente ligada, caracterizado pelo fato de que compreende: aquecer uma placa lingotada contendo componentes químicos incorporados na chapa de aço laminada a frio como definida na reivindicação 1, ou aquecendo-se diretamente a mencionada placa de aço até uma temperatura de 1.200Ό ou maior, ou inicialmente resfriando-se e subsequentemente aquecendo-se a mencionada placa lingotada até uma temperatura de 1.200Ό ou maior; submeter a mencionada placa lingotada aquecida à laminação a quente a uma razão de redução de pelo menos 70% de modo a obter uma chapa de aço bruta; manter a mencionada chapa laminada bruta por pelo menos 6 segundos em uma faixa de temperaturas de 950 a 1.080°C, e então submeter a mencionada chapa laminada bruta à laminação a quente sob condições em que a razão de redução é de pelo menos 85% e a temperatura de acabamento é 820 a 950°C, de modo a obter uma chapa laminada a quente; bobinar a mencionada chapa laminada a quente em uma faixa de temperaturas de 630 a 400°C; efetuar a lavagem ácida da mencionada chapa laminada a quente, e então submeter a mencionada chapa laminada a quente à laminação a frio a uma razão de redução de 40 a 70% de modo a se obter uma chapa laminada a frio; e alimentar a mencionada chapa laminada a frio em uma linha de processamento de galvanização contínua por imersão a quente, em que a mencionada alimentação da mencionada chapa laminada a frio à mencionada linha de processamento de galvanização contínua por imersão a quente compreende: aumentar a temperatura da mencionada chapa laminada a frio a uma taxa de aumento de temperatura de não mais que 7°C/s, manter a temperatura da mencionada chapa laminada a frio a um valor de não menos que 550°C e não mais que a temperatura do ponto de transformação Ac1 por um período de 25 a 500 segundos, subsequentemente executar o recozimento a uma temperatura de 750 a 860°C, resfriar de uma temperatura máxima de aquecimento durante o mencionado recozimento até uma temperatura de 620°C a uma taxa de resfriamento de não mais que 12°C/s, resfriar de 620°C até 570°C a uma taxa de resfriamento de pelo menos 1°C/s, mergulhar a mencionada chapa laminada a frio e, um banho de galvanização, executar um tratamento de galvanização com recozimento a uma temperatura de pelo menos 460°C, e então resfriar de 250 até 100°C a uma taxa de resfriamento de pelo menos 5°C/s.