ES3035701T3

ES3035701T3 - High strength hot-dip galvanized steel sheet having excellent formability and a method of manufacturing the same

Info

Publication number: ES3035701T3
Application number: ES17702943T
Authority: ES
Inventors: Elena Uta; Véronique Hebert
Original assignee: ArcelorMittal SA
Current assignee: ArcelorMittal SA
Priority date: 2016-01-18
Filing date: 2017-01-17
Publication date: 2025-09-08
Anticipated expiration: 2037-01-17
Also published as: MX2018008561A; MA43659B1; CA3009117C; EP3405340A1; ZA201804092B; MA43659A; KR102230103B1; WO2017125773A1; CN108463340B; HUE071558T2; RU2712591C1; CA3009117A1; JP2019506530A; FI3405340T3; WO2017125809A1; US11466335B2; KR20180095671A; BR112018013375B1; BR112018013375A2; EP3405340B1

Abstract

Una lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente que tiene una composición que comprende 0,17 % <= carbono <= 0,24 %, 1,9 % <= manganeso <= 2,2 %, 0,5 % <= aluminio <= 1,2 %, 0,5 % <= silicio <= 1 %, 0,05 % <= cromo <= 0,2 %, 0,015 % <= niobio <= 0,03 %, azufre <= 0,003 %, fósforo <= 0,03 % y opcionalmente contiene 0,005 % <= titanio <= 0,05 %, 0,001 % <= molibdeno <= 0,05 %, la composición restante está compuesta de hierro y las impurezas inevitables causadas por el procesamiento, donde Si + Al >= 1,3%, consistiendo el resto en hierro e impurezas inevitables resultantes de la microestructura de la chapa de acero revestida que comprende, en fracción de área, de 10 a 20% de austenita residual, teniendo dicha fase de austenita un contenido de carbono entre 0,9 a 1,1%, 40 a 55% de ferrita poligonal, 15 a 40% de bainita granular y al menos 5% de martensita revenida, estando comprendida la suma de martensita revenida y austenita residual entre 20 a 30%. (Traducción automática con Google Translate, sin valor legal)

Description

DESCRIPCIÓN

Chapa de acero galvanizada por inmersión en caliente con alta resistencia que tiene una excelente conformabilidad y un procedimiento de fabricación de la misma

[0001] La presente invención se refiere a una chapa de acero que tiene excelentes propiedades mecánicas adecuadas para su uso en la fabricación de automóviles, en particular, la presente invención posee una alta conformabilidad con alta resistencia y un procedimiento de fabricación de la misma.

[0002] En los últimos años, el creciente énfasis en el ahorro de combustible y la huella de carbono desde el punto de vista de la conservación del medio ambiente general ha hecho necesaria la reducción del peso de los automóviles, por lo que se requiere el desarrollo de chapas de acero con mayor resistencia, alargamiento y propiedades mecánicas aceptables. Por consiguiente, se requiere que las piezas de acero para automóviles satisfagan dos características que generalmente se consideran difíciles de obtener en conjunto: alta conformabilidad y ductilidad en un lado y alta resistencia a la tracción en el otro lado.

[0003] Se realizan intensos esfuerzos de investigación y desarrollo para reducir la cantidad de peso de los coches aumentando la resistencia del material. Por el contrario, un aumento en la resistencia de las chapas de acero disminuye la conformabilidad y, por lo tanto, se requiere el desarrollo de materiales que tengan tanto una alta resistencia como una alta conformabilidad.

[0004] Por lo tanto, se han desarrollado aceros de alta resistencia que tienen una excelente conformabilidad, como los aceros TRIP (“Plasticidad inducida por transformación”). Los aceros TRIP ofrecen un buen equilibrio entre resistencia mecánica y conformabilidad debido a su compleja estructura, incluida la austenita, que se transforma progresivamente con la tensión. Los aceros TRIP también pueden incluir ferrita, que es un componente dúctil y componentes como islas de martensita y austenita (MA) y bainita. Los aceros TRIP tienen una capacidad de consolidación muy elevada, lo que hace posible una buena distribución de las deformaciones en caso de colisión o incluso durante el conformado de la pieza de automóvil. Así pues, es posible fabricar piezas tan complejas como las de los aceros convencionales, pero con propiedades mecánicas mejoradas, lo que, a su vez, permite reducir el espesor de las piezas para cumplir idénticas especificaciones funcionales en términos de rendimiento mecánico. Estos aceros son, por lo tanto, una respuesta eficaz a los requisitos de reducción de peso y aumento de la seguridad en los vehículos. En el campo de la chapa de acero laminada en caliente o en frío, este tipo de acero tiene aplicaciones, entre otras cosas, para piezas estructurales y de seguridad de vehículos de automoción. Se han realizado algunos intentos de proporcionar acero de alta resistencia y alta conformabilidad, lo que ha dado como resultado una variedad de aceros de alta resistencia y alta conformabilidad y procedimientos de producción de chapas de acero de alta resistencia y alta conformabilidad.

[0005] El documento US9074272 describe aceros que tienen la composición química: 0,1-0,28% de C, 1,0-2,0% de Si, 1,0-3,0% de Mn y el resto que consiste en hierro y en las impurezas inevitables. La microestructura contiene de 9 a 17 % de austenita residual, de 40 a 65 % de ferrita bainítica, de 30 a 50 % de ferrita poligonal y menos de 5 % de martensita. Se refiere a una chapa de acero laminada en frío con un excelente alargamiento, pero la invención descrita en el documento US9074272 no logra una resistencia a la tracción de 900 MPa, que ahora se solicita para una serie de piezas estructurales automotrices.

[0006] El documento US 2015/0152533 describe un procedimiento de producción de un acero de alta resistencia que contiene C: 0,12-0,18 %, Si: 0,05-0,2 %, Mn: 1,9-2,2 %, Al: 0,2-0,5 %, Cr: 0,05-0,2 %, Nb: 0,01-0,06 %,P: ¿0.02%, S: ¿0.003%, N: ¿0.008%, Mo: ¿0.1%, B: ¿0.0007%, Ti: ¿0.01%, Ni: ¿0.1%, Cu: ¿0.1%como el resto, hierro e impurezas inevitables. La chapa de acero tiene una microestructura que consiste en un 50 90 % en volumen de ferrita, incluida la ferrita bainítica, un 5-40 % en volumen de martensita, hasta un 15 % en volumen de austenita residual y hasta un 10 % en volumen de otros constituyentes estructurales. Aunque el acero descrito en el documento US2015/0152533 contiene una cantidad sustancial de martensita (es decir, hasta un 40 %) este acero no logra alcanzar el nivel de resistencia a la tracción de 900 MPa.

[0007] Además, el documento JP 2001/254138 describe aceros que tienen la siguiente composición química: 0,05-0,3% de C, 0,3-2,5% de Si, 0,5-3,0 % de Mn y 0,001-2,0% de Al, consistiendo el resto en hierro y en las impurezas inevitables. La estructura contiene austenita residual en la que la concentración en masa de carbono es superior o igual a 1 % y cuya fracción de volumen está entre el 3 y el 50 %, así como ferrita en una cantidad del 50 al 97 %. La presente invención no se puede usar para fabricar aceros que requieran una resistencia mecánica particular asociada con una alta ductilidad para formar una pieza estructural compleja para un vehículo automotriz.

[0008] Además, el documento EP2765212 propone una chapa de acero de alta resistencia que tiene una excelente ductilidad y una capacidad de rebordeado extensible, que tiene una relación de microestructura por área que consiste en martensita 5-70 %, relación de área de austenita retenida 5-40 %, relación de área de ferrita bainítica en bainita superior 5 % o más, y el total de la misma es del 40 % o más, el 25 % o más de martensita es martensita revenida, la relación de área de ferrita poligonal es superior al 10 % e inferior al 50 %.

[0009] Por lo tanto, a la luz de las publicaciones mencionadas anteriormente, el objeto de la invención es proporcionar una chapa de acero que permita obtener una mayor reducción de peso con capacidad para adaptarse a las presentes prácticas de fabricación de automóviles para producir piezas y miembros de automóviles complejos.

[0010] El propósito de la presente invención es resolver estos problemas poniendo a disposición chapas de acero laminadas en frío galvanizadas por inmersión en caliente que tienen simultáneamente:

- una resistencia última a la tracción TS superior o igual a 980 MPa y preferentemente superior a 1050 MPa o incluso superior a 1100 MPa,

- un límite elástico por encima de 550 MPa,

- un límite de alargamiento igual o superior a 0,60,

- un alargamiento total TE superior o igual al 17 % y preferentemente superior al 19 %,

- una relación de expansión del orificio igual o superior al 18 % (medida según la norma ISO 16630:2009).

[0011] Preferentemente, tal acero tiene una buena idoneidad para la conformación, en particular, para la laminación y una buena soldabilidad y buena capacidad de revestimiento.

[0012] Otro objeto de la presente invención es fabricar acero que sea excelente en resistencia al agrietamiento por fragilidad del metal líquido.

[0013] Otro objeto de la presente invención es también poner a disposición un procedimiento para la fabricación de estas chapas que sea compatible con las aplicaciones industriales convencionales sin ser demasiado sensible con respecto a algunas pequeñas variaciones de los parámetros de fabricación.

[0014] La Figura 1 es una micrografía que ilustra la microestructura del acero de la presente invención. La martensita revenida y la austenita aparecen como constituyentes pálidos, siendo la parte restante ferrita y bainita granular.

[0015] La Figura 2A ilustra la distribución homogénea de martensita revenida en la chapa de acero de la invención, mientras que la Figura 2B ilustra la distribución heterogénea de martensita en una chapa de acero de referencia.

[0016] La chapa de acero según la invención presenta una composición específica que se detallará.

[0017] El carbono está presente en el acero de la presente invención de 0,17% a 0,24%. El carbono desempeña un papel importante en la formación de la microestructura y en la resistencia y ductilidad a través del efecto TRIP: no es posible obtener un efecto TRIP significativo cuando el carbono está por debajo del 0,17 %. Por encima del 0,24 %, se reduce la soldabilidad. El contenido de carbono está comprendido ventajosamente entre el 0,20 y el 0,24 % inclusive para obtener simultáneamente alta resistencia y alta elongación.

[0018] Se añade manganeso en el presente acero en un contenido de 1,9 % a 2,2 % inclusive. El manganeso es un elemento que proporciona endurecimiento por sustitución de la solución sólida en la ferrita. Es necesario un contenido mínimo del 1,9 % en peso para obtener la resistencia a la tracción deseada. No obstante, por encima del 2,2 %, el manganeso retarda la formación de bainita y mejora aún más la formación de austenita con una cantidad reducida de carbono que, en una etapa posterior, se transforma en martensita en lugar de austenita residual, lo que es perjudicial para las propiedades solicitadas.

[0019] El silicio se añade en una cantidad del 0,5 % al 1 % al acero de la presente invención. El silicio desempeña un papel importante en la formación de la microestructura al ralentizar la precipitación de carburos durante la etapa de nivelación posterior al enfriamiento primario, lo que permite concentrar el carbono en la austenita para su estabilización. El silicio desempeña un papel eficaz combinado con el del aluminio, cuyos mejores resultados, con respecto a las propiedades especificadas, se obtienen en niveles de contenido superiores al 0,5 %. Sin embargo, una adición de silicio en una cantidad superior al 1 % tiene un efecto adverso en la capacidad de recubrimiento por inmersión en caliente al promover la formación de óxidos que se adhieren a la superficie de los productos, reduciendo la soldabilidad. También puede conducir a la fragilización del metal líquido por la penetración de Zn líquido en los límites de grano austenítico durante la soldadura por puntos. Un contenido inferior o igual al 1% proporciona simultáneamente una muy buena aptitud para la soldadura, así como una buena capacidad de recubrimiento. El contenido de silicio estará preferentemente entre 0,7 y 0,9 % inclusive para limitar la formación de martensita frágil en lugar de bainita.

[0020] El aluminio desempeña un papel importante en la invención al ralentizar en gran medida la precipitación de carburos y estabilizar la austenita residual. Este efecto óptimo se obtiene cuando el contenido de aluminio está comprendido entre el 0,5 % y el 1,2 %. El contenido de aluminio será preferentemente inferior o igual a 0,9 % y superior o igual a 0,7 %. También se suele pensar que los altos niveles de Al aumentan la erosión de los materiales refractarios y el riesgo de obstrucción de las boquillas durante la fundición del acero aguas arriba de la laminación. El aluminio también se segrega negativamente y puede resultar en macrosegregaciones. En cantidades excesivas, el aluminio reduce la ductilidad en caliente y aumenta el riesgo de aparición de defectos durante la colada continua. Sin un control cuidadoso de las condiciones de colada, los defectos de microsegregación y macrosegregación acaban provocando una segregación central en la chapa de acero recocida. Esta banda central será más dura que la matriz que la rodea y afectará negativamente a la conformabilidad del material.

[0021] Además de sus limitaciones individuales descritas anteriormente, la suma de aluminio y silicio debe estar por encima del 1,3% y preferentemente por encima del 1,4%, ya que ambos elementos contribuyen sinérgicamente a la estabilización de la austenita residual, lo que ralentiza significativamente la precipitación de carburos durante el ciclo de recocido, y más particularmente durante la transformación bainítica. Eso permite obtener un enriquecimiento de la austenita con carbono, lo que lleva a su estabilización a temperatura ambiente en la chapa de acero.

[0022] Por otra parte, los inventores han descubierto que, cuando Si/10 > 0,30 % - C (expresándose Si y C en porcentaje en peso), debido a la LME (fenómeno de fragilidad del metal líquido), el silicio es perjudicial para la soldadura por puntos de chapas recubiertas y particularmente para chapas galvanizadas o galvanizadas y recocidas o electrogalvanizadas. La aparición del LME causa grietas en los límites de grano en las zonas afectadas por el calor y en el metal de soldadura de las juntas soldadas. Por lo tanto, (C Si/10) debe mantenerse por debajo o igual al 0,30 %, especialmente si la lámina se va a recubrir.

[0023] También han encontrado que, para reducir la aparición de LME, para el dominio de las composiciones que se considera, el contenido de Al debe ser superior o igual a 6(C+Mn/10) - 2,5 %.

[0024] El cromo se añade al acero de la presente invención en una cantidad de 0,05% a 0,2%. El cromo, como el manganeso, aumenta la templabilidad al favorecer la formación de martensita. Cuando el contenido de cromo es superior a 0,05 %, es útil alcanzar la resistencia a la tracción solicitada. Sin embargo, cuando el contenido de cromo es superior al 0,2 %, la formación de bainita se retrasa, de modo que la austenita no se enriquece suficientemente en carbono durante la etapa de nivelación; de hecho, esta austenita se transforma más o menos totalmente en martensita durante el enfriamiento a temperatura ambiente, y el alargamiento es demasiado bajo. Por tanto, el contenido de cromo está comprendido entre 0,05 y 0,2 %.

[0025] El niobio se añade al acero de la presente invención en una cantidad de 0,015 a 0,03 para activar la formación de carbonitruros para impartir resistencia mediante endurecimiento por precipitación. Debido a que el niobio retrasa la recristalización durante el calentamiento, la microestructura formada al final de la temperatura de mantenimiento y, como consecuencia del recocido completo es más fina, conduce al endurecimiento del producto. Pero, cuando el contenido de niobio es superior al 0,03 %, se forman grandes cantidades de carbonitruros que tienden a reducir la ductilidad del acero.

[0026] El titanio es un elemento opcional que se puede añadir al acero de la presente invención en una cantidad de 0,005 % a 0,05 %. Al igual que el niobio, se precipita para formar carbonitruros y contribuye al endurecimiento. No obstante también interviene en la formación de grandes cantidades TiN que aparecen durante la solidificación del producto colado. La cantidad de titanio se limita por lo tanto a 0,05 % para evitar que el TiN grueso sea perjudicial para la expansión del orificio. Si el contenido de titanio se añade en una cantidad por debajo de 0,005 %, no tiene ningún efecto sobre el acero de la presente invención.

[0027] El molibdeno es un elemento opcional que se puede añadir al acero de la presente invención de 0,001 % a 0,05 %. El molibdeno puede desempeñar un papel eficaz en el aumento de la templabilidad, retrasando la formación de bainita y evitando la precipitación de carburos en la bainita. Sin embargo, la adición de molibdeno aumenta excesivamente el coste de la adición de elementos de aleación, de modo que por razones económicas su contenido se limita a 0,05 %.

[0028] El contenido de azufre en la presente invención debe mantenerse lo más bajo posible; por consiguiente, el contenido de azufre es inferior o igual a 0,004 % en la presente invención. Un contenido de azufre del 0,004 % o superior reduce la ductilidad debido a la presencia excesiva de sulfuros como el MnS (sulfuros de manganeso), que reducen la trabajabilidad del acero, y es también una fuente de iniciación de grietas.

[0029] El fósforo puede estar presente en el acero de la invención en una cantidad de hasta el 0,03 %. El fósforo es un elemento que se endurece en una solución sólida, pero reduce significativamente la idoneidad para la soldadura por puntos y la ductilidad en caliente. Por estas razones, su contenido debe limitarse al 0,03 % para obtener una buena aptitud para la soldadura por puntos y una buena ductilidad en caliente.

[0030] La chapa de acero de la invención presenta una microestructura específica que incluye varias fases, cuya cantidad se da en fracciones de área.

[0031] El constituyente de ferrita poligonal confiere al acero de la presente invención un alargamiento mejorado y garantiza el alargamiento y la relación de expansión del orificio a los niveles requeridos. La ferrita poligonal es un constituyente blando e intrínsecamente dúctil. Se puede distinguir de la ferrita regular que se forma durante la etapa de enfriamiento, ya que tiene un bajo contenido de carbono en solución sólida y una densidad de dislocación muy baja. La ferrita poligonal debe estar presente al menos en una cantidad del 40 % y hasta un nivel máximo del 55 %. La ferrita poligonal imparte un alargamiento a la presente invención debido a su blandura en comparación con otra fase dura presente, como la martensita revenida, y debido a la cantidad muy limitada de carbono presente en la ferrita poligonal, que puede ser tan baja como 0,005 %. Además, la baja densidad de dislocaciones también contribuye a la relación de expansión del orificio. Esta ferrita poligonal se forma principalmente durante el calentamiento y mantenimiento a una temperatura correspondiente a un recocido intercrítico. Se puede formar cierta cantidad de ferrita regular durante el enfriamiento, pero debido al contenido de manganeso, el contenido de ferrita regular que aparece en la etapa de enfriamiento es siempre inferior al 5 %.

[0032] La bainita granular presente en el acero de la presente invención es distinta de la estructura de bainita convencional ya que la bainita granular de la presente invención tiene una densidad muy baja de carburos. La baja densidad de carburos en esta invención significa menos o igual a 100 carburos por unidad de área de 100 pm2. Debido a que la densidad de dislocación es alta (cerca de 1015/m-2), esta bainita granular imparte alta resistencia al acero de la presente invención al contrario que la ferrita poligonal. La cantidad de bainita granular es del 15 al 40 %.

[0033] La austenita residual está presente como constituyente en una cantidad entre 10 y 20% y es un constituyente esencial para garantizar el efecto TRIP. La austenita residual de la presente invención tiene un porcentaje de carbono de 0,9 a 1,1 % que desempeña un papel importante en la estabilización de la austenita a temperatura ambiente y en la mejora del efecto TRIP, lo que proporciona a la presente invención una conformabilidad adecuada. Además, la austenita residual rica en carbono también contribuye a la formación de bainita granular, ya que la solubilidad del carbono en la austenita es alta, lo que retrasa la formación de carburo en la bainita. En una realización preferida de la invención, el tamaño de grano promedio de tal austenita residual es inferior a 2 pm. La austenita residual se mide mediante un procedimiento magnético llamado sigmametría, que consiste en medir el momento magnético del acero antes y después de un tratamiento térmico que desestabiliza la austenita que es paramagnética al contrario que las otras fases que son ferromagnéticas.

[0034] El acero de la invención también contiene al menos un 5 % de martensita revenida, que es un constituyente compuesto por listones finos alargados en una dirección dentro de cada grano distribuido a partir de un grano de austenita primaria, en el que se precipitan carburos de hierro finos entre los listones siguiendo la dirección <111>. Este revenido de la martensita permite aumentar el límite elástico gracias a la disminución de la brecha de dureza entre la martensita y la ferrita o bainita y aumenta la relación de expansión del orificio por la misma razón y debido a la disminución de la martensita. El contenido de la suma de martensita revenida y austenita residual está entre el 20 y el 30 % y preferentemente entre el 25 y el 30 %. La martensita y la austenita revenidas pueden estar presentes en forma de islas martensita-austenita o en forma de microestructuras distintas individualmente. El presente acero no contiene ninguna martensita no revenida, ya que la martensita no revenida es una fase dura y, de este modo, disminuirá el límite elástico del acero y también disminuirá la conformabilidad del acero de la presente invención.

[0035] En una realización preferida de la presente invención, la homogeneidad de la distribución del contenido de martensita revenida se caracteriza de la siguiente manera: la fracción de martensita revenida (TM) se mide en cualquier área de 50 x 50 pm2 en dicha chapa de acero y se compara con la fracción media (TM*). La distribución de la martensita revenida se define como homogénea, si |(TM)-(TM*)| < 1,5 %. Tal reparto homogéneo mejora la relación de expansión del orificio.

[0036] La chapa de acero según la invención se puede producir mediante cualquier proceso adecuado. Sin embargo, se prefiere usar el proceso descrito a continuación.

[0037] La colada de un producto semiacabado se puede realizar en forma de lingotes o en forma de planchones delgados o tiras delgadas, es decir, con un espesor que varía de aproximadamente 220 mm para planchones hasta varias decenas de milímetros para tiras o planchones delgados.

[0038] Con el fin de simplificar, la siguiente descripción se centrará en planchones como producto semiacabado. Un planchón que tiene la composición química descrita anteriormente se fabrica mediante colada continua y se proporciona para su procesamiento adicional según el procedimiento inventivo de fabricación. En este caso, el planchón se puede usar con una temperatura alta durante la colada continua o se puede enfriar primero a temperatura ambiente y a continuación recalentarse.

[0039] La temperatura del planchón sometido a laminación en caliente está preferentemente por encima del punto Ac3 y al menos por encima de los 1000 °C y debe ser inferior a 1280 °C. Las temperaturas mencionadas en esta invención se estipulan para garantizar que todos los puntos del planchón alcancen el intervalo austenítico. En caso de que la temperatura del planchón sea inferior a 1000 °C, se impone una carga excesiva en un tren de laminación y, además, la temperatura del acero puede disminuir a una temperatura de transformación de ferrita durante la laminación. Por consiguiente, para garantizar que la laminación esté en la zona austenítica completa, el recalentamiento debe realizarse por encima de los 1000 °C. Además, la temperatura no debe estar por encima de los 1280 °C a fin de evitar el crecimiento adverso del grano austenítico que da como resultado un grano de ferrita grueso que disminuye la capacidad de estos granos para recristalizar durante la laminación en caliente. Además, temperaturas superiores a 1280 °C aumentan el riesgo de formación de óxidos de capa gruesa que son perjudiciales durante la laminación en caliente. La temperatura de laminación de acabado debe estar por encima de 850 °C. Se prefiere tener una temperatura de laminación de acabado superior al punto Ar3 para garantizar que el acero sometido a laminación en caliente se lamina en una zona austenítica completa.

[0040] La chapa de acero laminada en caliente obtenida de esta manera se enfría a continuación con una velocidad de enfriamiento de 35 a 55 °C/s hasta una temperatura de bobinado igual o inferior a 580 °C y superior o igual a 450 °C para obtener la microestructura requerida de la presente invención, ya que este intervalo de velocidad de enfriamiento es propicio para la formación de bainita. La velocidad de enfriamiento no debe ser superior a 55° C/s con el fin de evitar la formación excesiva de martensita. La temperatura de bobinado debe ser inferior a 580 °C, puesto que por encima de esa temperatura existe el riesgo de intensificación de la microsegregación y oxidación intergranular. La temperatura de bobinado preferida para la chapa de acero laminada en caliente de la presente invención está preferentemente entre 450 y 550 °C.

[0041] Posteriormente, la chapa de acero laminada en caliente se deja enfriar hasta alcanzar una temperatura ambiente con una velocidad de enfriamiento preferentemente no superior a 125 °C/h.

[0042] Seguidamente, se realiza el decapado en la chapa de acero laminada en caliente para eliminar la cascarilla, las chapas laminadas en caliente se laminan en frío con una reducción de espesor típicamente entre el 30 y el 90%.

[0043] La chapa de acero laminada en frío obtenida mediante el proceso de laminación en frío se somete a un recocido intercrítico y otros procesos de tratamiento térmico posteriores para impartir al acero de la presente invención las propiedades mecánicas y la microestructura necesarias.

[0044] La chapa de acero laminada en frío se recuece continuamente, con una velocidad de calentamiento de 1 a 20 °C/s y preferentemente superior a 2 °C/s, hasta una temperatura de remojo entre Ac1 y Ac3 y preferentemente entre 780 y 950 °C está diseñada para garantizar una relación de ferrita a austenita de 60:40 a 35:65. El remojo se realiza durante más de 10 segundos y debe ser inferior o igual a 600 segundos.

[0045] La chapa se enfría a continuación a una velocidad superior a 25 °C/s hasta el intervalo de transformación de la temperatura de la bainita de 440 a 480 °C, por lo que se da preferencia a una velocidad de enfriamiento superior o igual a 30 °C/s. Sin desear quedar limitados por una teoría, los inventores creen que la homogeneidad de la formación de martensita se debe principalmente a esta alta velocidad de enfriamiento después del recocido.

[0046] A continuación, la chapa de acero se mantiene a esta temperatura durante 20 a 250 segundos, y preferentemente durante 30 a 100 segundos para activar la formación de bainita. Mantener la chapa de acero laminada en frío durante menos de 20 s provocaría una cantidad demasiado baja de bainita y un enriquecimiento insuficiente de austenita, lo que daría lugar a una cantidad de austenita residual inferior al 10 %. Por encima de 250 s, conducirá a la precipitación de carburos en la bainita, agotando la austenita en carbono antes del último enfriamiento. Este mantenimiento entre 440 a 480 °C se realiza para formar bainita granular y facilitar el enriquecimiento de austenita en carbono.

[0047] El galvanizado por inmersión en caliente (GI) se realiza a continuación por inmersión en un baño de cinc o aleación de cinc, cuya temperatura puede estar entre 440 y 475 °C y a continuación el producto GI se deja enfriar a temperatura ambiente con una velocidad de enfriamiento de 1 a 20 °C/s y preferentemente entre 5 y 15 °C/s para obtener austenita residual y limitar el contenido de martensita.

[0048] A continuación, la chapa de acero galvanizada se somete a un tratamiento de recocido discontinuo. Durante este recocido discontinuo, la chapa de acero galvanizada se calienta a una temperatura entre 170 a 350 °C, preferentemente entre 170 y 250 °C, durante 12 a 250 horas, preferentemente durante 12 a 30 horas y, a continuación, se enfría a temperatura ambiente. Esto se hace para revenir eficazmente la martensita reciente.

Ejemplos

[0049] Los siguientes ensayos, ejemplos, ejemplificaciones figurativas y tablas presentados en esta invención no tienen carácter restrictivo y deben considerarse únicamente con fines ilustrativos, y mostrarán las características ventajosas de la presente invención y expondrán la importancia de los parámetros del proceso elegidos por los inventores después de extensos experimentos, además de establecer las propiedades que puede lograr el acero de la presente invención.

[0050] Las composiciones de chapas de acero de las muestras de los ensayos se recogen en la Tabla 1, donde las chapas de acero se producen según los parámetros del proceso recogidos en la Tabla 2, respectivamente. La Tabla 3 muestra las microestructuras obtenidas y la tabla 4 muestra el resultado de las evaluaciones de las propiedades de uso.

[0051] Debe enfatizarse que, debido a las diferencias en los procedimientos de medición, los valores de la relación de expansión del orificio HER según la norma ISO son muy diferentes y no son comparables con los valores de la relación de expansión del orificio X según la JFST 1001 (norma de la Federación Japonesa de Hierro y Acero). La resistencia a la tracción TS y el alargamiento total TE se miden según la norma ISO 6892--1, publicada en octubre de 2009. Debido a las diferencias en los procedimientos de medición, en particular debido a las diferencias en la geometría de la muestra utilizada, los valores del alargamiento total TE medidos según la norma ISO son muy diferentes, en particular, más bajos que los valores del alargamiento total medidos según la norma JIS Z 2201-05.

T l 1 - m i i n l r

Tabla 2 - Parámetros del proceso

[0052] La Tabla 2 detalla en la presente invención los parámetros del proceso de recocido implementados en las muestras de acero representadas en la Tabla 1. La Tabla 1 también muestra el cuadro de temperaturas de transformación de bainita del acero inventivo y del acero de referencia. El cálculo de la temperatura de transformación de la bainita se realiza mediante el uso de:

Bs-839-(86*[Mn]+23*[S i]+67*[Cr]+33*[N¡]+75*[Mo])-270*(1-EXP(-1,33*[C]))

[0053] Ac1 se calcula usando una fórmula publicada en “Darstellung der Umwandlungen für technische Anwendungen und Moglichkeiten ihrer Beeinflussung, H.P. Hougardy, Werkstoffkunde Stahl Band 1,198-231, Verlag Stahleisen, Düsseldorf, 1984”:

[0054] En esta fórmula, Ac1 está en Celsius, y C, Mn, Si, Cr, Mo y Ni son el % en peso de C, Mn, Si, Cr, Mo y Ni del acero.

[0055] Ac3 se calcula usando el software Thermo-Calc®.

[0056] Las muestras de acero se calentaron a una temperatura entre 1000 °C y 1280 °C y, a continuación, se sometieron a laminación en caliente con una temperatura de acabado superior a 850 °C y, posteriormente, se bobinaron a una temperatura inferior a 580 °C. A continuación, las bobinas laminadas en caliente se laminaron en frío con una reducción de espesor de entre el 30 y el 80 %. Estas chapas de acero laminadas en frío se sometieron a tratamiento térmico como se detalla a continuación. A continuación, se recubrieron por inmersión en caliente en un baño de cinc a una temperatura de 460 °C y se recocieron de forma discontinua durante 24 horas.

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Tabla 3 - Microestructuras

[0057] La Tabla 3 muestra los resultados de los ensayos realizados según las normas en diferentes microscopios tales como microscopio electrónico de barrido para determinar la composición microestructural tanto de los aceros inventivos como de referencia.

[0058] Los resultados se estipulan en porcentaje de área, excepto el contenido de carbono de la austenita residual, que se expresa en porcentaje en peso. Se observó que todos los ejemplos de la invención tienen un reparto de martensita homogéneo, mientras que todos los ejemplos comparativos tienen un reparto no homogéneo.

Tabla 4 - Propiedades mecánicas

[0059] La Tabla 4 ejemplifica las propiedades mecánicas de los aceros inventivos como de los aceros de referencia. El ensayo de tracción se lleva a cabo según la norma NF EN ISO 6892-1. La relación de expansión del orificio se mide según la norma ISO16630:2009, donde se deforma una muestra con 10 mm perforados. Después de la deformación y el inicio de la grieta, se mide el diámetro del orificio y se calcula el % de HER = 100*(Df-Di)/Di.

[0060] En lo sucesivo se clasifican los resultados de los distintos ensayos mecánicos llevados a cabo según las normas en esta invención:

[0061] Con respecto a la soldabilidad por puntos, las chapas según la invención tienen una baja sensibilidad a LME cuando la composición es tal que C Si/10 < 0,30 %. Esto significa que con dichos aceros es posible producir estructuras que comprendan soldaduras por puntos de resistencia, tales como carrocerías para automóviles, para las cuales la probabilidad del número de grietas en las soldaduras por puntos de resistencia es tal que el valor medio es menor de 5 grietas por soldadura por puntos de resistencia, y la probabilidad de tener menos de 10 grietas es de 98 %.

[0062] En particular, se puede producir una estructura soldada, incluyendo una soldadura por puntos de resistencia, de al menos dos chapas de acero, produciendo una primera chapa de acero mediante un procedimiento según la invención, siendo la primera chapa de tal forma que C Si/10 < 0,30 % y Al > 6(C+Mn/10)-2,5 %, y esté recubierta con Zn o una aleación de Zn, proporcionando una segunda chapa de acero con una composición de tal forma que C Si/10 < 0,30 % y Al > 6(C+Mn/10)-2,5 %, y soldando por puntos de resistencia la primera chapa de acero a la segunda chapa de acero.

La segunda lámina de acero puede producirse, por ejemplo, mediante un procedimiento según la invención, y recubrirse con Zn o una aleación de Zn.

[0063] Por tanto, se obtiene una estructura soldada que tiene una baja sensibilidad a LME. Por ejemplo, para una estructura soldada de este tipo comprendiendo al menos diez soldaduras por puntos de resistencia, el número medio de grietas por soldadura por puntos de resistencia es menor de 5.

[0064] Las chapas de acero opcionalmente soldadas por soldadura por puntos de resistencia se usan provechosamente para la fabricación de piezas estructurales en vehículos de motor, ya que ofrecen una alta conformabilidad durante el proceso de fabricación y una alta absorción de energía en caso de colisión. Las soldaduras por puntos de resistencia también se usan provechosamente para la fabricación de piezas estructurales en vehículos de motor, ya que el inicio y la propagación eventuales de grietas situadas en las zonas soldadas se reducen mucho.

Claims

REIVINDICACIONES

1. Una chapa de acero galvanizada por inmersión en caliente con una composición comprendiendo los siguientes elementos, expresados en porcentaje en peso:

0,17 % á carbón ^ 0 ,24 %

1,9 % ^ manganeso ^ 2 ,2%

0,5 % ^ silicio ^ 1 %,

0 ,5 %úaluminio ^ 1 2 %

donde

Si Al £ 1,3% ,

0 ,05 % ^ cromo ^ 0 ,2 %

0 ,015% á niobio ^ 0 ,03%

sulfuro = 0,004%

fósforo ^ 0,03%

y que posiblemente contiene uno o más de los siguientes elementos opcionales

0 ,005%útitan¡°ú0 ,05%

0,001% = molibdeno ^ 0,05%

consistiendo el resto en hierro e impurezas inevitables resultantes de la fundición,

la microestructura de dicha chapa de acero galvanizada por inmersión en caliente consiste, en fracción de área, de 10 a 20 % de austenita residual, teniendo dicha fase de austenita residual un contenido de carbono entre 0,9 y 1,1 %, 40 a 55 % de ferrita poligonal, 15 a 40 % de bainita granular y al menos 5 % de martensita revenida y el acero está libre de martensita no revenida, estando la suma de martensita revenida y austenita residual comprendida entre 20 y 30 % con una resistencia última a la tracción de 980 MPa o más mientras que tiene un alargamiento total de 17 % o más y una relación de expansión del orificio de 18 % o más medida según la norma ISO 16630:2009, donde la resistencia a la tracción y el alargamiento total se miden según la norma NF EN ISO 6892-1 y donde la microestructura se determina como se define en la descripción.

2. La chapa de acero según la reivindicación 1, donde la composición incluye, expresada en porcentaje en peso,0.7%=§SitS0.9%.

3. La chapa de acero según la reivindicación 1 o 2, donde la composición incluye, expresada en porcentaje en peso0.7%áAI^0.9%.

4. La chapa de acero según la reivindicación 1 o 2, donde la suma de los contenidos de silicio y aluminio es superior a 1,4 %.

5. La chapa de acero según cualquiera de las reivindicaciones 1 a 4, donde los contenidos de titanio y boro son tales que C Si/10 < 0,30 %.

6. La chapa de acero según cualquiera de las reivindicaciones 1 a 5, donde los contenidos de aluminio, carbono y manganeso son tales que Al > 6(C+Mn/10) - 2,5 %.

7. La chapa de acero según cualquiera de las reivindicaciones 1 a 6, donde la suma de austenita residual y martensita revenida está entre 25 % y 30 %.

8. La chapa de acero según cualquiera de las reivindicaciones 1 a 7, que tiene una fracción de martensita revenida media (TM*) y una fracción de martensita revenida (TM) medida en cualquier área de 50 x 50 pm2 en dicha chapa de acero, de tal manera que: |(TM)-(TM*)| < 1,5 %.

9. La chapa de acero según las reivindicaciones 1 a 8, donde la resistencia a la tracción está entre 1000 MPa y 1100 MPa y donde la relación de expansión del orificio está entre 18 % y 23 %.

10. La chapa de acero según cualquiera de las reivindicaciones 8 o 9, donde el límite elástico es superior a 550 MPa y la relación de límite elástico a resistencia a la tracción es de 0,60 o más.

11. Un procedimiento de fabricación de una chapa de acero galvanizada por inmersión en caliente según cualquiera de las reivindicaciones 1 a 10, comprendiendo las siguientes etapas sucesivas:

- proporcionar un producto semiacabado cuya composición es según una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 10 - recalentar dicho producto semiacabado a una temperatura entre 1000 °C y 1280 °C;

- laminar el dicho producto semiacabado por completo en el intervalo austenítico donde la temperatura de acabado de laminación en caliente debe ser superior o igual a 850 °C para obtener una chapa de acero laminada en caliente; - enfriar la chapa de acero laminada en caliente a una velocidad de enfriamiento de 35 a 55 °C/s hasta una temperatura de bobinado inferior o igual a 580 °C y superior o igual a 450 °C; y bobinar la dicha chapa laminada en caliente;

- enfriar la dicha chapa laminada en caliente a temperatura ambiente,

- decapar dicha chapa de acero laminada en caliente;

- laminar en frío la dicha chapa de acero laminada en caliente para obtener una chapa de acero laminada en frío, donde la reducción de laminación en frío está entre 30 % y 90 %;

- a continuación, recocer de forma continua la dicha chapa de acero laminada en frío a una velocidad de calentamiento de 1 a 20 °C/s hasta una temperatura de remojo entre Ac1 y Ac3 durante menos de 600 s y más de 10 segundos,

- a continuación, enfriar la chapa a una velocidad superior a 25 °C/s hasta una temperatura entre 400 y 480 °C, y mantener la chapa de acero laminada en frío durante una duración de 20 a 250 segundos;

- recubrir la chapa de acero laminada en frío mediante inmersión en caliente en un baño de cinc o de aleación de cinc;

- enfriar la chapa de acero laminada en frío a la temperatura ambiente;

- a continuación, recocer de forma discontinua, la chapa de acero laminada en frío recubierta se calienta hasta una temperatura de remojo de 170 a 350 °C durante 12 a 250 h, a continuación, enfriar la chapa hasta temperatura ambiente, donde Ac1 y Ac3 se calculan como se describe en la descripción.

12. El procedimiento de producción de una chapa de acero recubierta según la reivindicación 13, donde la dicha temperatura de bobinado es inferior a la temperatura de inicio de transformación de bainita Bs.

13. El procedimiento de producción de una chapa de acero recubierta según la reivindicación 13 o 14, donde la temperatura de remojo está entre 780 °C y 900 °C, siendo el remojo realizado durante 10 a 600 s.

14. El procedimiento de producción de una chapa de acero recubierta según cualquiera de las reivindicaciones 13 a 15, donde la chapa se enfría a una velocidad de enfriamiento superior a 30 °C/s después del recocido continuo, hasta una temperatura entre 400 y 480 °C.

15. El procedimiento de producción de una chapa de acero recubierta según la reivindicación 16, donde la chapa de acero se enfría a una velocidad de enfriamiento inferior a 20 °C/s después de recubrirse en un baño de cinc o aleación de cinc.

16. El procedimiento de producción de una chapa de acero recubierta según cualquiera de las reivindicaciones 13 a 17, donde la chapa de acero se somete a recocido discontinuo entre 170 °C y 250 °C durante 12 a 30 h.