WO2006042930A1 - Procédé de revêtement au trempé à chaud dans un bain de zinc des bandes en acier fer-carbone-manganèse - Google Patents

Procédé de revêtement au trempé à chaud dans un bain de zinc des bandes en acier fer-carbone-manganèse Download PDF

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Definitions

  • the present invention relates to a method of hot dip coating in a zinc-based liquid bath comprising aluminum, a strip of austenitic iron-carbon-manganese steel in scrolling.
  • the steel belts conventionally used in the automotive field such as for example the dual-phase steel belts, are coated with a zinc-based coating to protect them against corrosion before they are shaped or delivered.
  • This zinc layer is generally applied continuously either by electrodeposition in an electrolytic bath containing zinc salts, or by vacuum deposition, or by hot quenching of the high speed band in a bath of molten zinc.
  • the steel strips Before being coated with a zinc layer by hot dipping in a zinc bath, the steel strips undergo a recrystallization annealing in a reducing atmosphere in order to give the steel a homogeneous microstructure and to improve its properties. mechanical characteristics. Under industrial conditions, this recrystallization annealing is carried out in an oven in which there is a reducing atmosphere.
  • the strips run in the oven consisting of an enclosure completely isolated from the outside atmosphere, comprising three zones, a first heating zone, a second temperature holding zone, and a third cooling zone, in which there is an atmosphere composed of a reducing gas with respect to iron.
  • This gas may be chosen for example from hydrogen, and mixtures of nitrogen and hydrogen, and has a dew point of between -40 ° C.
  • the recrystallization annealing of the steel strips under a reducing atmosphere makes it possible to bond the zinc layer to the steel, because the iron oxides present on the surface of the steel band are reduced by the reducing gas.
  • the present invention therefore aims to provide a method for coating by hot dipping in a zinc-based liquid bath, an iron-carbon-manganese steel strip running through a coating based on zinc.
  • the subject of the invention is a method of hot-dip coating in a zinc-based liquid bath comprising aluminum, said bath having a temperature T2, of an austenitic steel-carbon steel strip.
  • manganese comprising: 0.30% ⁇ C ⁇ 1.05%, 16% ⁇ Mn ⁇ 26%, Si ⁇ 1%, and Al ⁇ 0.050%, the contents being by weight, said process comprising the steps of:
  • said strip heat treatment in an oven inside which prevails a reducing atmosphere vis-à-vis the iron, said heat treatment comprising a heating phase at a heating rate V1, a maintenance phase at a temperature T1 and during a holding time M, followed by a cooling phase at a cooling rate V2, to obtain a strip covered on both sides with a continuous undercoat of mixed iron oxide and manganese (Fe, Mn) O amorphous, and a continuous or discontinuous outer layer of crystalline MnO manganese oxide, then - scrolling said covered strip of oxide layers in said bath to coat it with a zinc-based coating, the aluminum content in said bath being adjusted to a value at least equal to the amount necessary for the aluminum to reduce completely the crystalline MnO manganese oxide layer and at least partially the amorphous (Fe 1 Mn) O oxide layer, so as to form on the surface of the strip said coating comprising three layers of iron-manganese-zinc alloy and a superficial layer of zinc.
  • the invention also relates to the following
  • the inventors have thus demonstrated that by creating favorable conditions for the bi-layer of mixed oxide (Fe 1 Mn) O and of manganese oxide forming on the surface of the iron-carbon steel strip.
  • manganese being reduced by the aluminum contained in the zinc-based liquid bath, the surface of the strip became wetting with respect to the zinc, which allowed to coat it with a coating based on zinc.
  • the thickness of this steel strip is typically between 0.2 and 6 mm, and may be issued from either the hot band or the cold band train.
  • the austenitic iron-carbon-manganese steel used according to the invention comprises, in% by weight: 0.30% ⁇ C ⁇ 1.05%, 16% ⁇ Mn ⁇ 26%, Si ⁇ 1%, Al ⁇ 0.050%, S ⁇ 0.030%, P ⁇ 0.080%, N ⁇ 0.1%, and optionally, one or more elements such as: Cr ⁇ 1%, Mo ⁇ 0.40%, Ni ⁇ 1%, Cu ⁇ 5%, Ti ⁇ 0.50%, Nb ⁇ 0.50%, V ⁇ 0.50%, the remainder of the composition consisting of iron and unavoidable impurities resulting from the preparation.
  • the carbon content is between 0.40 and 0.70% by weight.
  • the carbon content is between 0.40% and 0.70%, the stability of the austenite is increased and the strength is increased.
  • Manganese is also an essential element for increasing strength, increasing stacking fault energy and stabilizing the austenitic phase. If its content is less than 16%, there is a risk of formation of martensitic phases which significantly reduce the ability to deform. On the other hand, when the manganese content is greater than 26%, the ductility at room temperature is degraded. In addition, for cost reasons, it is not desirable for the manganese content to be high.
  • the manganese content in the steel according to the invention is between 20 and 25% by weight.
  • Silicon is an effective element for deoxidizing steel as well as for hardening in the solid phase.
  • Mn 2 SiO 4 and SiO 2 layers are formed on the surface of the steel, which show a reduction ability of the aluminum contained in the water-based bath. zinc significantly lower than the mixed oxide (Fe 1 Mn) O and manganese oxide MnO layers.
  • the silicon content in the steel is less than 0.5% by weight.
  • Aluminum is also a particularly effective element for the deoxidation of steel. Like carbon, it increases the stacking fault energy.
  • its excessive presence in steels with a high manganese content has a disadvantage: In fact, manganese increases the solubility of nitrogen in the liquid iron, and if too much aluminum is present in the steel, Nitrogen combined with aluminum precipitates in the form of aluminum nitrides hindering the migration of grain boundaries during hot processing and greatly increases the risk of crack appearances.
  • An Al content less than or equal to 0.050% makes it possible to avoid a precipitation of AlN.
  • the nitrogen content must be less than or equal to 0.1% in order to prevent this precipitation and the formation of volume defects (blowholes) during solidification.
  • oxides such as MnAl 2 O 4 , MnO 1 Al 2 O 3, which are more difficult to reduce, are formed during the recrystallization annealing of the steel.
  • aluminum contained in the zinc-based coating bath as oxides (Fe 1 Mn) O and MnO.
  • oxides (Fe 1 Mn) O and MnO are much more stable than oxides (Fe 1 Mn) O and MnO. Therefore, even if it is possible to form on the surface of the steel a zinc-based coating, it will in any case little adherent because of the presence of alumina.
  • it is essential that the aluminum content in the steel is less than 0.050% by weight.
  • Sulfur and phosphorus are impurities that weaken the grain boundaries. Their respective content must be less than or equal to 0.030 and 0.080% in order to maintain sufficient hot ductility.
  • Chromium and nickel can be used as an option to increase the strength of the steel by hardening in solid solution.
  • chromium decreases the stacking fault energy, its content must be less than or equal to 1%.
  • Nickel contributes to a significant elongation rupture, and in particular increases the toughness.
  • the molybdenum may be added in an amount less than or equal to 0.40%.
  • addition of copper to a content of less than or equal to 5% is a means of hardening the steel by precipitation of metallic copper. However, beyond this content, copper is responsible for the appearance of surface defects hot sheet.
  • Titanium, niobium and vanadium are also elements that can optionally be used to obtain precipitation hardening of carbonitrides.
  • Nb or V, or Ti content is greater than 0.50%, excessive precipitation of carbonitrides can cause a reduction in toughness, which should be avoided.
  • the austenitic iron-carbon-manganese steel strip After being cold rolled, the austenitic iron-carbon-manganese steel strip is heat-treated to recrystallize the steel.
  • the recrystallization annealing makes it possible to give the steel a homogeneous microstructure, to improve its mechanical characteristics, and in particular to give it ductility to allow its use in stamping.
  • This heat treatment is performed in an oven inside which there is an atmosphere composed of a reducing gas vis-à-vis the iron, to avoid excessive oxidation of the surface of the strip, and allow good adhesion of zinc.
  • This gas is selected from hydrogen, and nitrogen-hydrogen mixtures.
  • the gaseous mixtures comprising between 20 and 97% by volume of nitrogen and between 3 and 80% by volume of hydrogen, and more preferably between 85 and 95% by volume of nitrogen and between 5 and 15%, are chosen. in volume of hydrogen.
  • hydrogen is an excellent iron reducing agent, it is preferred to limit its concentration because of its high cost relative to nitrogen.
  • calamine is a layer of iron oxide comprising a small proportion of manganese. Gold not only this calamine layer prevents any adhesion of zinc on steel, but also it is a layer that tends to crack easily which makes it all the more undesirable.
  • the atmosphere prevailing in the furnace is certainly reducing with respect to iron, but not for elements such as manganese.
  • the gas constituting the atmosphere in the furnace comprises traces of moisture and / or oxygen that can not be avoided, but it is possible to control by imposing the dew point of said gas.
  • the inventors have observed that, according to the invention, at the end of the recrystallization annealing, the lower the dew point in the oven, or in other words the lower the oxygen partial pressure, the lower the The manganese oxide formed on the surface of the iron-carbon-manganese steel strip is fine. This observation may seem at odds with Wagner's theory that the lower the dew point, the higher the density of oxides formed on the surface of a carbon steel strip. Indeed, when the amount of oxygen decreases on the surface of the carbon steel, the migration of the oxidizable elements contained in the steel to the surface accelerates, which promotes the oxidation of the surface.
  • the inventors believe that in the case of the invention, the amorphous oxide layer (Fe 1 Mn) O becomes rapidly continuous. It therefore constitutes a barrier for the oxygen of the atmosphere in the furnace, which is no longer in direct contact with the steel. An increase in the oxygen partial pressure in the furnace therefore leads to an increase in the thickness of the manganese oxide and does not cause internal oxidation, ie no layer is observed. of additional oxide between the surface of the austenitic iron-carbon-manganese steel and the amorphous oxide layer (Fe 1 Mn) O.
  • the recrystallization annealing carried out under the conditions of the invention thus makes it possible to form on both sides of the strip a continuous sub-layer of mixed oxide of iron and manganese (amorphous Fe 1 Mn) O, the thickness of which is preferably between 5 and 10 nm, and a continuous or discontinuous outer layer of crystalline MnO manganese oxide whose thickness is preferably between 5 and 90 nm, preferably between 5 and 50 nm, and more preferably between 10 and 40 nm.
  • the MnO outer layer has a granular appearance, and the size of the MnO crystals increases sharply as the dew point also increases.
  • the inventors have demonstrated that, when the content by weight of aluminum in the zinc-based liquid bath is less than 0.18% and when the manganese oxide layer MnO is greater than 100 nm, the latter It is not reduced by the aluminum contained in the bath, and the zinc-based coating is not obtained due to the non-wetting effect of MnO with respect to the zinc.
  • the dew point according to the invention at least in the zone for maintaining the temperature of the oven, and preferably in the entire enclosure of the oven, is preferably between -80 and 20 ° C, advantageously between - 80 and -40 0 C and more preferably between -60 and -40 ° C.
  • the dew point of a recrystallization annealing furnace is preferably below -60 ° C., but not below -80 ° C.
  • the thickness of the manganese oxide layer becomes too great to be reduced by the aluminum contained in the zinc-based liquid bath under industrial conditions, that is to say during a period of time. time less than 10 seconds.
  • the range -60 to -40 0 C is advantageous because it allows to form a bi-oxide layer of relatively reduced thickness which will be easily reduced by the aluminum contained in the zinc-based bath.
  • the heat treatment comprises a heating phase at a heating rate V1, a holding phase at a temperature T1 and during a holding time M, followed by a cooling phase at a cooling rate V2.
  • the heat treatment is preferably carried out at a heating rate V1 greater than or equal to 6 ° C / s, because below this value the holding time M of the strip in the oven is too long and does not correspond to the industrial requirements. of productivity.
  • the temperature T1 is preferably between 600 and 900 ° C. In fact, below 600 ° C., the steel will not be completely recrystallized and its mechanical characteristics will be insufficient.
  • T1 is preferably between 600 and 820 ° C., advantageously less than or equal to 750 ° C, and more preferably between 650 and 750 ° C.
  • the holding time M is preferably between 20 s and 60 s, and advantageously between 20 and 40 s.
  • the recrystallization annealing is generally carried out by a radiant tube heater.
  • the strip is cooled to an immersion temperature of the T3 band between (T2 - 10 ° C.) and (T2 + 30 ° C.), T2 being defined as being the temperature of the liquid bath based on zinc.
  • T3 an immersion temperature of the T3 band between (T2 - 10 ° C.) and (T2 + 30 ° C.)
  • T2 being defined as being the temperature of the liquid bath based on zinc.
  • the strip is preferably cooled at a cooling rate V2 of greater than or equal to 3 ° C./s, advantageously greater than 10 ° C./s, so as to avoid the enlargement of the grains and to obtain a steel strip having good mechanical characteristics. .
  • V2 a cooling rate of greater than or equal to 3 ° C./s, advantageously greater than 10 ° C./s, so as to avoid the enlargement of the grains and to obtain a steel strip having good mechanical characteristics.
  • the strip is generally cooled by injection of an air flow on both sides.
  • the austenitic iron-carbon-manganese steel strip is covered on both sides by the two-layer oxides, it is passed through the zinc-based liquid bath containing water. 'aluminum.
  • the aluminum contained in the zinc bath contributes not only to the at least partial reduction of the two-layer oxide, but also to obtaining a coating having a homogeneous surface appearance.
  • a homogeneous surface appearance is characterized by a uniform thickness, whereas a heterogeneous appearance is characterized by strong thickness heterogeneities.
  • Fe 2 AI 5 and / or FeAIs are not formed on the surface of iron-carbon-manganese steel, or if is formed, it is immediately destroyed by the formation of the phases (Fe 1 Mn) Zn.
  • Fe 2 Al 5 and / or FeAl 3 type matts are found in the bath.
  • the aluminum content in the bath is adjusted to a value at least equal to the content necessary for the aluminum to completely reduce the crystalline MnO manganese oxide layer and at least partially the oxide (Fe 1 Mn) O layer. amorphous.
  • the weight content of aluminum in the bath is between 0.15 and 5%. Below 0.15%, the aluminum content will be insufficient to completely reduce the manganese oxide layer MnO and at least partially the layer of (Fe 1 Mn) O, and the surface of the steel strip will not exhibit sufficient wettability with respect to zinc. Above 5% of aluminum in the bath, a coating of a type different from that obtained by the invention will form on the surface of the steel strip. This coating will include an increasing proportion of aluminum as the aluminum content in the bath increases.
  • the zinc-based bath may also contain iron, preferably at a content such that it is supersaturation with respect to Fe 2 Al 5 and / or FeAl 3 .
  • T2 a temperature preferably greater than or equal to 430 0 C, but to avoid excessive evaporation of zinc, T2 is less than or equal to 480 0 C.
  • the band is in contact with the bath for a contact time C preferably between 2 and 10 seconds, and more preferably between 3 and 5 seconds.
  • the aluminum does not have enough time to completely reduce the MnO layer of manganese oxide and at least partially the mixed oxide layer (Fe 1 Mn) O, and thus make the surface of wetting steel vis-à-vis zinc.
  • the two-layer oxides will certainly be completely reduced, however the line speed may be industrially too low, and the coating too alloyed and then difficult to adjust in thickness.
  • the MnO layer is more easily reducible by the aluminum of the bath than the oxide layers based on silicon. This results in a local depletion of aluminum which leads to the formation of a coating comprising FeZn phases instead of the expected Fe 2 Al 5 (Zn) coating, which is formed in the case of carbon steels.
  • the zinc-based coating comprising three layers of iron-manganese-zinc alloy and a surface layer of zinc according to the invention, it is subjected to a heat treatment of alloying so as to completely combine said coating.
  • a strip coated on both sides by a zinc-based coating comprising in order from the steel / coating interface a layer of iron-manganese-zinc alloy composed of two cubic phase r and cubic to face centered r 1, a layer of iron-manganese alloy- ⁇ inc ⁇ 1 of hexagonal structure, and possibly a layer of iron-manganese-zinc alloy ⁇ of monoclinic structure.
  • the heat treatment of alloying is preferably carried out directly at the outlet of the zinc bath, at a temperature of between 490 and 540 ° C., for a duration of between 2 and 10 seconds.
  • FIGS. 1, 2 and 3 are photographs of the surface of an annealed iron-carbon-manganese austenitic steel strip with respectively a dew point of -80 ° C., of -45 ° C. and of + 10 ° C, under the conditions described below;
  • FIG. 4 is a SEM micrograph showing in cross-section the oxide bilayer formed on an iron-carbon-manganese austenitic steel after recrystallized recrystallization with a dew point; +10 0 C, under the conditions described below,
  • FIG. 5 is a SEM micrograph showing in cross-section the zinc-based coating formed after immersion in a zinc bath comprising 0.18% by weight of aluminum, on a ferric carbon-manganese austenitic steel annealed with a point. dew point -80 ° C. under the conditions described below.
  • Table 2 shows the characteristics of the oxide bi-layer comprising an amorphous continuous lower layer (Fe 1 Mn) O, and an upper layer MnO, formed on the samples after annealing according to the dew point.
  • the samples After being recrystallized, the samples are cooled to a temperature T3 of 48O 0 C and are immersed in a zinc bath comprising, by weight, 0.18% aluminum and 0.02% iron, whose temperature T2 is 460 ° C. The samples remain in contact with the bath for a period of contact C of 3 seconds. After immersion, the samples are examined to see if a zinc-based coating is present on the surface of the sample. Table 3 shows the result obtained as a function of the dew point. Table 3
  • the inventors have demonstrated that if the oxide bilayer formed on the iron-carbon-manganese austenitic steel strip after recrystallization annealing was greater than 110 nm, the presence in the bath of 0.18% by weight of Aluminum was insufficient to reduce the bi-oxide layer and give the strip sufficient wettability of the zinc to the steel to form a zinc-based coating.
  • the samples have undergone recrystallization annealing in an Infra ⁇ red furnace whose dew point (PR) is -80 ° C., under the following conditions: - gaseous atmosphere: nitrogen + 15% by volume of hydrogen
  • Table 5 shows the structures of the various oxide films that formed on the surface of the steel after annealing in function.
  • the samples After having been recrystallized, the samples are cooled to a temperature T3 of 480 ° C. and are immersed in a zinc bath comprising 0.18% of aluminum and 0.02% of iron, the temperature of which is 460 ° C. C. The samples remain in contact with the bath for a contact time C of 3 seconds. After immersion, the samples are coated with a zinc coating.

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Abstract

L'invention a pour objet un procédé de revêtement au trempé à chaud dans un bain liquide à base de zinc comprenant de l'aluminium, d'une bande en acier austénitique fer-carbone-manganèse en défilement, selon lequel on fait subir à ladite bande un traitement thermique dans un four à l'intérieur duquel règne une atmosphère réductrice vis à vis du fer, pour obtenir une bande couverte d'une mince couche d'oxyde de manganèse, puis on fait défiler la bande couverte de la mince couche d'oxyde de manganèse dans ledit bain, la teneur en aluminium dans le bain étant ajustée à une valeur au moins égale à la teneur nécessaire pour que l'aluminium réduise complètement la couche d'oxyde de manganèse, de manière à former à la surface de la bande un revêtement comprenant une couche d'alliage fer-manganèse-zinc et une couche superficielle de zinc.

Description

Procédé de revêtement au trempé à chaud dans un bain de zinc des bandes en acier fer-carbone-manganèse
La présente invention concerne un procédé de revêtement au trempé à chaud dans un bain liquide à base de zinc comprenant de l'aluminium, d'une bande en acier austénitique fer-carbone-manganèse en défilement.
Les bandes en acier classiquement utilisées dans le domaine automobile, comme par exemple les bandes en acier dual-phase, sont revêtues d'un revêtement à base de zinc pour les protéger contre la corrosion avant leur mise en forme ou leur livraison. Cette couche de zinc est généralement appliquée en continu soit par électrodéposition dans un bain électrolytique contenant des sels de zinc, soit par dépôt sous vide, soit encore par trempé à chaud de la bande défilant à grande vitesse dans un bain de zinc fondu.
Avant d'être revêtues d'une couche de zinc par trempé à chaud dans un bain de zinc, les bandes en acier subissent un recuit de recristallisation dans une atmosphère réductrice en vue de conférer à l'acier une microstructure homogène et d'améliorer ses caractéristiques mécaniques. Dans les conditions industrielles, ce recuit de recristallisation est réalisé dans un four dans lequel règne une atmosphère réductrice. A cet effet, les bandes défilent dans le four constitué d'une enceinte complètement isolée de l'atmosphère extérieure, comprenant trois zones, une première zone de chauffage, une deuxième zone de maintien en température, et une troisième zone de refroidissement, dans lesquelles règne une atmosphère composée d'un gaz réducteur vis à vis du fer. Ce gaz peut être choisi par exemple parmi l'hydrogène, et les mélanges d'azote et d'hydrogène, et présente un point de rosée compris entre -400C et -15°C. Ainsi, outre l'amélioration des caractéristiques mécaniques de l'acier, le recuit de recristallisation des bandes en acier sous atmosphère réductrice permet un bon accrochage de la couche de zinc sur l'acier, car les oxydes de fer présents à la surface de la bande sont réduits par le gaz réducteur.
Pour certaines applications automobiles qui requièrent un allégement et une résistance accrus des structures métalliques en cas de choc, on commence à remplacer les nuances d'acier conventionnelles par des aciers austénitiques fer-carbone-manganèse qui présentent des caractéristiques mécaniques supérieures, et notamment une combinaison de résistance mécanique et d'allongement à la rupture particulièrement avantageuse, une excellente aptitude à la mise en forme et une résistance élevée à la rupture en présence de défauts ou de concentration de contraintes. Les applications concernent par exemple des pièces participant à la sécurité et à la durabilité des véhicules automobiles ou encore des pièces de peau.
Ces aciers doivent également, après recuit de recristallisation, être protégés contre la corrosion par une couche de zinc. Cependant, les inventeurs ont mis en évidence qu'il était impossible, dans les conditions usuelles, de revêtir une bande en acier fer-carbone-manganèse défilant à une vitesse élevée (supérieure à 40 m/s) par une couche de zinc en mettant en œuvre un procédé de revêtement au trempé à chaud dans un bain de zinc. En effet, les oxydes de type MnO et (Mn1Fe)O qui se forment lors du traitement thermique que subit la bande avant d'être revêtue, rendent la surface de la bande non mouillante pour le zinc liquide.
La présente invention a donc pour but de proposer un procédé permettant de revêtir au trempé à chaud dans un bain liquide à base de zinc, une bande en acier fer-carbone-manganèse en défilement par un revêtement à base de zinc.
A cet effet, l'invention a pour objet un procédé de revêtement au trempé à chaud dans un bain liquide à base de zinc comprenant de l'aluminium, ledit bain ayant une température T2, d'une bande en acier austénitique fer- carbone-manganèse comprenant : 0,30% < C < 1,05%, 16%< Mn < 26%, Si < 1%, et Al < 0,050%, les teneurs étant exprimées en poids, ledit procédé comprenant les étapes consistant à :
- faire subir à ladite bande un traitement thermique dans un four à l'intérieur duquel règne une atmosphère réductrice vis-à-vis du fer, ledit traitement thermique comprenant une phase de chauffage à une vitesse de chauffage V1, une phase de maintien à une température T1 et pendant un temps de maintien M, suivi d'une phase de refroidissement à une vitesse de refroidissement V2, pour obtenir une bande couverte sur ses deux faces d'une sous-couche continue d'oxyde mixte de fer et de manganèse (Fe, Mn)O amorphe, et d'une couche externe continue ou discontinue d'oxyde de manganèse MnO cristallin, puis - faire défiler ladite bande couverte des couches d'oxyde dans ledit bain pour la revêtir par un revêtement à base de zinc, la teneur en aluminium dans ledit bain étant ajustée à une valeur au moins égale à la teneur nécessaire pour que l'aluminium réduise complètement la couche d'oxyde de manganèse MnO cristallin et au moins partiellement la couche d'oxyde (Fe1Mn)O amorphe, de manière à former à la surface de la bande ledit revêtement comprenant trois couches d'alliage fer-manganèse-zinc et une couche superficielle de zinc. L'invention a également pour objet la bande en acier austénitique fer- carbone-manganèse revêtue par un revêtement à base de zinc pouvant être obtenue par ce procédé.
Les caractéristiques et avantages de la présente invention apparaîtront mieux au cours de la description qui va suivre, donnée à titre d'exemple non limitatif.
Les inventeurs ont ainsi mis en évidence qu'en créant des conditions favorables pour que la bi-couche d'oxyde mixte (Fe1Mn)O et d'oxyde de manganèse se formant à la surface de la bande en acier fer-carbone- manganèse, soit réduite par l'aluminium contenu dans le bain liquide à base de zinc, la surface de la bande devenait mouillante vis à vis du zinc, ce qui permettait de la revêtir par un revêtement à base de zinc.
L'épaisseur de cette bande en acier est typiquement comprise entre 0,2 et 6 mm, et peut être issue soit du train à bandes à chaud, soit du train à bandes à froid. L'acier austénitique fer-carbone-manganèse mis en oeuvre selon l'invention comprend, en % en poids : 0,30% < C < 1,05%, 16%< Mn < 26%, Si < 1%, Al < 0,050%, S < 0,030%, P< 0,080%, N < 0,1%, et à titre optionnel, un ou plusieurs éléments tels que : Cr < 1%, Mo ≤ 0,40%, Ni < 1%, Cu < 5%, Ti < 0,50%, Nb < 0,50%, V ≤ 0,50%, le reste de la composition étant constitué de fer et d'impuretés inévitables résultant de l'élaboration.
Le carbone joue un rôle très important sur la formation de la microstructure : il augmente l'énergie de défaut d'empilement et favorise la stabilité de la phase austénitique. En combinaison avec une teneur en manganèse allant de 16 à 26% en poids, cette stabilité est obtenue pour une teneur en carbone supérieure ou égale à 0,30%. Cependant, pour une teneur en carbone supérieure à 1,05% il devient difficile d'éviter une précipitation de carbures qui intervient au cours de certains cycles thermiques de fabrication industrielle, en particulier lors du refroidissement au bobinage, et qui dégrade la ductilité et la ténacité.
De préférence, la teneur en carbone est comprise entre 0,40 et 0,70% en poids. En effet, lorsque la teneur en carbone est comprise entre 0,40% et 0,70%, la stabilité de l'austénite est accrue et la résistance est augmentée. Le manganèse est également un élément indispensable pour accroître la résistance, augmenter l'énergie de défaut d'empilement et stabiliser la phase austénitique. Si sa teneur est inférieure à 16%, il existe un risque de formation de phases martensitiques qui diminuent très notablement l'aptitude à la déformation. Par ailleurs, lorsque la teneur en manganèse est supérieure à 26%, la ductilité à température ambiante est dégradée. De plus, pour des questions de coût, il n'est pas souhaitable que la teneur en manganèse soit élevée.
De préférence, la teneur en manganèse dans l'acier selon l'invention est comprise entre 20 et 25% en poids. Le silicium est un élément efficace pour désoxyder l'acier ainsi que pour durcir en phase solide. Cependant, au-delà d'une teneur de 1 %, il se forme à la surface de l'acier des couches Mn2SiO4 et SiO2 qui montrent une aptitude à la réduction par l'aluminium contenu dans le bain à base de zinc nettement inférieure aux couches d'oxyde mixte (Fe1Mn)O et d'oxyde de manganèse MnO.
De préférence, la teneur en silicium dans l'acier est inférieure à 0,5 % en poids. L'aluminium est également un élément particulièrement efficace pour la désoxydation de l'acier. Comme le carbone, il augmente l'énergie de défaut d'empilement. Cependant, sa présence excessive dans des aciers à forte teneur en manganèse présente un inconvénient : En effet, le manganèse augmente la solubilité de l'azote dans le fer liquide, et si une quantité d'aluminium trop importante est présente dans l'acier, l'azote se combinant avec l'aluminium précipite sous forme de nitrures d'aluminium gênant la migration des joints de grains lors de la transformation à chaud et augmente très notablement le risque d'apparitions de fissures. Une teneur en Al inférieure ou égale à 0,050 % permet d'éviter une précipitation d'AIN. Corrélativement, la teneur en azote doit être inférieure ou égale à 0,1% afin d'éviter cette précipitation et la formation de défauts volumiques (soufflures) lors de la solidification.
En outre au-delà de 0,050% en poids d'aluminium, on commence à former, lors du recuit de recristallisation de l'acier, des oxydes tels que MnAI2O4, MnO1AI2O3 qui sont plus difficilement réduits par l'aluminium contenu dans le bain de revêtement à base de zinc, que les oxydes (Fe1Mn)O et MnO. En effet, ces oxydes comprenant de l'aluminium sont beaucoup plus stables que les oxydes (Fe1Mn)O et MnO. Par conséquent, même si on parvient à former à la surface de l'acier un revêtement à base de zinc, celui-ci sera de toute façon peu adhérent à cause de la présence d'alumine. Ainsi, pour obtenir une bonne adhérence du revêtement à base de zinc, il est essentiel que la teneur en aluminium dans l'acier soit inférieure à 0,050% en poids.
Le soufre et le phosphore sont des impuretés fragilisant les joints de grains. Leur teneur respective doit être inférieure ou égale à 0,030 et 0,080% afin de maintenir une ductilité à chaud suffisante.
Le chrome et le nickel peuvent être utilisés à titre optionnel pour augmenter la résistance de l'acier par durcissement en solution solide. Cependant, le chrome diminuant l'énergie de défaut d'empilement, sa teneur doit être inférieure ou égale à 1%. Le nickel contribue à obtenir un allongement à rupture important, et augmente en particulier la ténacité. Cependant, il est également souhaitable, pour des questions de coûts, de limiter la teneur en nickel à une teneur maximale inférieure ou égale à 1%. Pour des raisons similaires, le molybdène peut être ajouté en quantité inférieure ou égale à 0,40%.
De même, à titre optionnel, une addition de cuivre jusqu'à une teneur inférieure ou égale à 5% est un moyen de durcir l'acier par précipitation de cuivre métallique. Cependant, au-delà de cette teneur, le cuivre est responsable de l'apparition de défauts de surface en tôle à chaud.
Le titane, le niobium et le vanadium sont également des éléments pouvant être utilisés optionnellement pour obtenir un durcissement par précipitation de carbonitrures. Cependant, lorsque la teneur en Nb ou en V, ou en Ti est supérieure à 0,50%, une précipitation excessive de carbonitrures peut provoquer une réduction de la ténacité, ce qui doit être évité.
Après avoir été laminée à froid, la bande en acier austénitique fer- carbone-manganèse subit un traitement thermique afin de recristalliser l'acier. Le recuit de recristallisation permet de conférer à l'acier une microstructure homogène, d'améliorer ses caractéristiques mécaniques, et en particulier de lui redonner de la ductilité pour permettre son utilisation en emboutissage.
Ce traitement thermique est réalisé dans un four à l'intérieur duquel règne une atmosphère composée d'un gaz réducteur vis-à-vis du fer, pour éviter toute oxydation excessive de la surface de la bande, et permettre un bon accrochage du zinc. Ce gaz est choisi parmi l'hydrogène, et les mélanges azote - hydrogène. De préférence, on choisit les mélange gazeux comprenant entre 20 et 97% en volume d'azote et entre 3 et 80% en volume d'hydrogène, et plus préférentiellement entre 85 et 95% en volume d'azote et entre 5 et 15% en volume d'hydrogène. En effet, bien que l'hydrogène soit un excellent agent réducteur du fer, on préfère limiter sa concentration en raison de son coût élevé par rapport à l'azote. En faisant régner dans l'enceinte du four une atmosphère réductrice vis-à-vis du fer, on évite ainsi la formation d'une couche épaisse de calamine, c'est à dire dont l'épaisseur est largement supérieure à 100 nm. Dans le cas des aciers fer-carbone-manganèse, la calamine est une couche d'oxyde de fer comprenant une faible proportion de manganèse. Or non seulement cette couche de calamine empêche toute adhérence du zinc sur l'acier, mais aussi c'est une couche qui a tendance à se fissurer facilement ce qui la rend d'autant plus indésirable. Dans les conditions industrielles, l'atmosphère régnant dans le four est certes réductrice vis-à-vis du fer, mais pas pour des éléments comme le manganèse. En effet, le gaz constituant l'atmosphère régnant dans le four comprend des traces d'humidité et/ou d'oxygène qui ne peuvent être évitées, mais qu'il est possible de contrôler en imposant le point de rosée dudit gaz.
Ainsi, les inventeurs ont observé, que selon l'invention, à l'issue du recuit de recristallisation, plus le point de rosée dans le four est bas, ou autrement dit plus la pression partielle d'oxygène est basse, plus la couche d'oxyde de manganèse formée à la surface de la bande en acier fer-carbone- manganèse est fine. Cette observation peut paraître en désaccord avec la théorie de Wagner selon laquelle plus le point de rosée est bas, plus la densité d'oxydes formée à la surface d'une bande en acier au carbone est élevée. En effet, lorsque la quantité d'oxygène diminue à la surface de l'acier au carbone, la migration des éléments oxydables contenus dans l'acier vers la surface s'accélère, ce qui favorise l'oxydation de la surface. Sans vouloir être lié par une quelconque théorie, les inventeurs pensent que dans le cas de l'invention, la couche d'oxyde (Fe1Mn)O amorphe devient rapidement continue. Elle constitue donc une barrière pour l'oxygène de l'atmosphère régnant dans le four, qui n'est plus en contact direct avec l'acier. Une augmentation de la pression partielle d'oxygène dans le four conduit donc à une augmentation de l'épaisseur de l'oxyde de manganèse et ne provoque pas d'oxydation interne, c'est à dire qu'on n'observe pas de couche d'oxyde supplémentaire entre la surface de l'acier austénitique fer-carbone-manganèse et la couche d'oxyde amorphe (Fe1Mn)O. Le recuit de recristallisation réalisé dans les conditions de l'invention permet ainsi de former sur les deux faces de la bande une sous-couche continue d'oxyde mixte de fer et de manganèse (Fe1Mn)O amorphe dont l'épaisseur est de préférence comprise entre 5 et 10 nm, et une couche externe continue ou discontinue d'oxyde de manganèse MnO cristallin dont l'épaisseur est de préférence comprise entre 5 et 90 nm, avantageusement entre 5 et 50 nm, et plus préférentiellement entre 10 et 40 nm. La couche externe MnO présente un aspect granuleux, et la taille des cristaux de MnO augmente fortement lorsque le point de rosée augmente également. En effet, leur diamètre moyen varie d'environ 50 nm pour un point de rosée de -800C1 la couche de MnO étant alors discontinue, jusqu'à 300 nm pour un point de rosée de +100C, la couche de MnO étant dans ce cas continue.
Les inventeurs ont mis en évidence que, lorsque la teneur en poids en aluminium dans le bain liquide à base de zinc est inférieure à 0,18% et lorsque la couche d'oxyde de manganèse MnO est supérieure à 100 nm, celle-ci n'est pas réduite par l'aluminium contenu dans le bain, et le revêtement à base de zinc ne s'obtient pas en raison de l'effet non mouillant de MnO vis-à-vis du zinc.
A cet effet, le point de rosée selon l'invention, au moins dans la zone de maintien en température du four, et préférentiellement dans toute l'enceinte du four, est de préférence compris entre -80 et 20°C, avantageusement entre - 80 et -400C et plus préférentiellement entre -60 et -40°C. En effet, dans les conditions industrielles usuelles on parvient dans des conditions particulières à baisser le point de rosée d'un four de recuit de recristallisation à une valeur inférieure à -600C, mais pas en dessous de - 80°C.
Au-delà de 2O0C, l'épaisseur de la couche d'oxyde de manganèse devient trop importante pour être réduite par l'aluminium contenu dans le bain liquide à base de zinc dans les conditions industrielles, c'est à dire pendant un temps inférieur à 10 secondes.
La fourchette -60 à -400C est avantageuse, car elle permet de former une bi-couche d'oxydes d'épaisseur relativement réduite qui sera facilement réduite par l'aluminium contenu dans le bain à base de zinc.
Le traitement thermique comprend une phase de chauffage à une vitesse de chauffage V1, une phase de maintien à une température T1 et pendant un temps de maintien M, suivi d'une phase de refroidissement à une vitesse de refroidissement V2. Le traitement thermique est réalisé de préférence à une vitesse de chauffage V1 supérieure ou égale à 6°C/s, car en dessous de cette valeur le temps de maintien M de la bande dans le four est trop long et ne correspond pas aux exigences industrielles de productivité. La température T1 est de préférence comprise entre 600 et 9000C. En effet, en dessous de 6000C, l'acier ne sera pas complètement recristallisé et ses caractéristiques mécaniques seront insuffisantes. Au-delà de 9000C, non seulement la taille des grains de l'acier augmente ce qui est néfaste pour l'obtention de bonnes caractéristiques mécaniques, mais aussi l'épaisseur de la couche d'oxyde de manganèse MnO augmente fortement et rend difficile, voir impossible, le dépôt ultérieur d'un revêtement à base de zinc, car l'aluminium contenu dans le bain n'aura pas complètement réduit le MnO. Plus la température T1 est basse, plus la quantité de MnO formée sera faible, et plus il sera facile de le réduire par l'aluminium, c'est pourquoi T1 est de préférence comprise entre 600 et 8200C, avantageusement inférieure ou égale à 750°C, et plus préférentiellement comprise entre 650 et 750°C.
Le temps de maintien M est de préférence compris entre 20 s et 60 s, et avantageusement compris entre 20 et 40 s. Le recuit de recristallisation est généralement réalisé par un dispositif de chauffage à tubes radiants.
De préférence, la bande est refroidie jusqu'à une température d'immersion de la bande T3 comprise entre (T2 - 1O0C) et (T2 + 30°C), T2 étant défini comme étant la température du bain liquide à base de zinc. En refroidissant la bande à une température T3 voisine de la température T2 du bain, on évite de refroidir ou de réchauffer le zinc liquide au voisinage de la bande en défilement dans le bain, ce qui permet de former sur la bande un revêtement à base de zinc ayant une structure homogène tout le long de la bande.
La bande est préférentiellement refroidie à une vitesse de refroidissement V2 supérieure ou égale à 3°C/s, avantageusement supérieure à 10°C/s, de manière à éviter le grossissement des grains et à obtenir une bande en acier présentant de bonnes caractéristiques mécaniques. Ainsi, la bande est généralement refroidie par injection d'un flux d'air sur ses deux faces. Lorsque, après avoir subi le recuit de recristallisation, la bande en acier austénitique fer-carbone-manganèse est couverte sur ses deux faces par la bi- couche d'oxydes, on la fait défiler dans le bain liquide à base de zinc contenant de l'aluminium. L'aluminium contenu dans le bain de zinc contribue non seulement à la réduction au moins partielle la bi-couche d'oxydes, mais aussi à l'obtention d'un revêtement présentant un aspect de surface homogène.
Un aspect de surface homogène est caractérisé par une épaisseur uniforme, alors qu'un aspect hétérogène est caractérisé par de fortes hétérogénéités d'épaisseur. Contrairement à ce qui se passe pour les aciers au carbone, il ne se forme pas de couche inter-faciale de type Fe2AI5 et/ou FeAIs à la surface de l'acier fer-carbone-manganèse, ou si celle-ci se forme, elle est immédiatement détruite par la formation des phases (Fe1Mn) Zn. Cependant, on retrouve des mattes de type Fe2AI5 et/ou FeAI3 dans le bain.
La teneur en aluminium dans le bain est ajustée à une valeur au moins égale à la teneur nécessaire pour que l'aluminium réduise complètement la couche d'oxyde de manganèse MnO cristallin et au moins partiellement la couche d'oxyde (Fe1Mn)O amorphe. A cet effet, la teneur en poids de l'aluminium dans le bain est comprise entre 0,15 et 5%. En dessous de 0,15%, la teneur en aluminium sera insuffisante pour réduire complètement la couche d'oxyde de manganèse MnO et au moins partiellement la couche de (Fe1Mn)O, et la surface de la bande en acier ne présentera pas une mouillabilité suffisante vis à vis du zinc. Au-delà de 5% d'aluminium dans le bain, il se formera à la surface de la bande en acier un revêtement d'un type différent de celui qui est obtenu par l'invention. Ce revêtement comprendra une proportion croissante d'aluminium à mesure que la teneur en aluminium dans le bain augmente.
Outre l'aluminium, le bain à base de zinc peut également contenir du fer, de préférence à une teneur telle qu'il soit en sursaturation vis-à vis de Fe2AI5 et/ou FeAI3.
Pour maintenir le bain à l'état liquide, il est porté à une température T2 de préférence supérieure ou égale à 4300C, mais pour éviter toute évaporation excessive de zinc, T2 est inférieure ou égale à 4800C. La bande est en contact avec le bain pendant un temps de contact C compris de préférence entre 2 et 10 secondes, et plus préférentiellement entre 3 et 5 secondes. En dessous de 2 secondes, l'aluminium n'a pas suffisamment de temps pour réduire complètement la couche d'oxyde de manganèse MnO et au moins partiellement la couche d'oxyde mixte (Fe1Mn)O, et rendre ainsi la surface de l'acier mouillante vis-à-vis du zinc. Au-dessus de 10 secondes, la bi-couche d'oxydes sera certes complètement réduite, cependant la vitesse de ligne risque d'être industriellement trop basse, et le revêtement trop allié et ensuite difficile à ajuster en épaisseur.
Ces conditions permettent de revêtir la bande sur ses deux faces par un revêtement à base de zinc comportant dans l'ordre à partir de l'interface acier/revêtement une couche d'alliage fer-manganèse-zinc composée de deux phases cubique r et cubique à face centrée n, une couche d'alliage fer- manganèse-zinc δ 1 de structure hexagonale, une couche d'alliage fer- manganèse-zinc ζ de structure monoclinique, et une couche superficielle de zinc. Les inventeurs ont ainsi vérifié que selon l'invention, et contrairement à ce qui se passe dans le cas d'un revêtement d'une bande en acier au carbone dans un bain à base de zinc contenant de l'aluminium, il ne se forme pas de couche Fe2AI5 à l'interface acier/revêtement. Selon l'invention, l'aluminium du bain réduit la bi-couche d'oxyde. Or la couche de MnO est plus facilement réductible par l'aluminium du bain que les couches d'oxydes à base de silicium. Il en résulte un appauvrissement local en aluminium qui conduit à la formation d'un revêtement comprenant des phases FeZn au lieu et place du revêtement Fe2AI5(Zn) attendu, et qui se forme dans le cas des aciers au carbone. Pour améliorer la soudabilité de la bande revêtue par le revêtement à base de zinc comprenant trois couches d'alliage fer-manganèse-zinc et une couche superficielle de zinc selon l'invention, on la soumet à un traitement thermique d'alliation de manière à allier complètement ledit revêtement. On obtient ainsi une bande revêtue sur ses deux faces par un revêtement à base de zinc comportant dans l'ordre à partir de l'interface acier/revêtement une couche d'alliage fer-manganèse-zinc composée de deux phases cubique r et cubique à face centrée r 1, une couche d'alliage fer-manganèse-∑inc δ 1 de structure hexagonale, et éventuellement une couche d'alliage fer-manganèse- zinc ζ de structure monoclinique.
En outre, les inventeurs ont mis en évidence que ces composés (Fe1Mn)Zn sont favorables à l'adhérence de la peinture. Le traitement thermique d'alliation est de préférence réalisé directement à la sortie du bain de zinc, à une température comprise entre 490 et 5400C, pendant une durée comprise entre 2 et 10 secondes.
L'invention va à présent être illustrée par des exemples donnés à titre indicatif, et non limitatif, et en référence aux figures annexées sur lesquelles :
- les figures 1, 2 et 3 sont des photographies de la surface d'une bande en acier austénitique fer-carbone-manganèse ayant subi un recuit avec respectivement un point de rosée de -800C, de -45°C et de +10°C, dans les conditions décrites ci-dessous, - la figure 4 est une micrographie MEB montrant en coupe transversale la bi-couche d'oxyde formée sur un acier austénitique fer-carbone- manganèse après recuit de recristallisé avec un point de rosée +100C, dans les conditions décrites ci-dessous,
- la figure 5 est une micrographie MEB montrant en coupe transversale le revêtement à base de zinc formé après immersion dans un bain de zinc comprenant 0,18% en poids d'aluminium, sur un acier austénitique fer- carbone-manganèse recuit avec un point de rosée -800C, dans les conditions décrites ci-dessous.
1) Influence du point de rosée sur l'aptitude à la revêtabilité
Les essais ont été réalisés en utilisant des échantillons découpés dans une bande en acier austénitique fer-carbone-manganèse, qui après laminage à chaud et laminage à froid, présente une épaisseur de 0,7 mm. La composition chimique de cet acier est présentée dans le tableau 1 , la teneur étant exprimé en % en poids. Tableau 1
Figure imgf000015_0001
Les échantillons ont subi un recuit de recristallisation dans un four Infra Rouge dont on a fait varier le point de rosée (PR) de -8O0C à +100C, dans les conditions suivantes :
- atmosphère gazeuse : azote + 15% en volume d'hydrogène
- vitesse de chauffage V1 : 6°C/s
- température de chauffage T1 : 810 °C
- temps de maintien M : 42 s
- vitesse de refroidissement V2 : 3°C/s
- température d'immersion T3 : 4800C
Dans ces conditions, l'acier est complètement recristallisé, et le tableau 2 présente les caractéristiques de la bi-couche d'oxyde comprenant une couche inférieure continue amorphe (Fe1Mn)O, et une couche supérieure MnO, formée sur les échantillons après le recuit en fonction du point de rosée.
Tableau 2
Figure imgf000015_0002
Après avoir été recristallisés, les échantillons sont refroidis jusqu'à une température T3 de 48O0C et sont immergés dans un bain de zinc comprenant, en poids, 0,18% d'aluminium et 0,02% de fer, dont la température T2 est 4600C. Les échantillons restent en contact avec le bain pendant un temps de contact C de 3 secondes. Après immersion, les échantillons sont examinés pour vérifier si un revêtement à base de zinc est présent à la surface de l'échantillon. On a indiqué au tableau 3, le résultat obtenu en fonction du point de rosée. Tableau 3
Figure imgf000016_0001
Les inventeurs ont mis en évidence que si la bi-couche d'oxyde formée sur la bande en acier austénitique fer-carbone-manganèse après recuit de recristallisation était supérieure à 110 nm, la présence dans le bain de 0,18% en poids d'aluminium était insuffisante pour réduire la bi-couche d'oxyde et conférer à la bande une mouillabilité suffisante du zinc vis-à-vis de l'acier pour former un revêtement à base de zinc.
2) Influence de la teneur en aluminium dans l'acier Les essais ont été réalisés en utilisant des échantillons découpés dans une bande en acier austénitique fer-carbone-manganèse, qui après laminage à chaud et laminage à froid, présente une épaisseur de 0,7 mm. La composition chimique des aciers mis en œuvre est présentée dans le tableau 4, la teneur étant exprimé en % en poids. Tableau 4
Figure imgf000016_0002
* selon l'invention
Les échantillons ont subi un recuit de recristallisation dans un four Infra¬ rouge dont le point de rosée (PR) est de -800C, dans les conditions suivantes : - atmosphère gazeuse : azote + 15% en volume d'hydrogène
- vitesse de chauffage V1 : 6°C/s
- température de chauffage T1 : 810 °C
- temps de maintien M : 42 s
- vitesse de refroidissement V2 : 3°C/s
- température d'immersion T3 : 4800C
Dans ces conditions, l'acier est complètement recristallisé, et le tableau 5 présente les structures des différents films d'oxydes qui se sont formés à la surface de l'acier après le recuit en fonction.
Tableau 5
Figure imgf000017_0001
* selon l'invention
Après avoir été recristallisés, les échantillons sont refroidis jusqu'à une température T3 de 4800C et sont immergés dans un bain de zinc comprenant 0,18% d'aluminium et 0,02% de fer, dont la température T2 est 4600C. Les échantillons restent en contact avec le bain pendant un temps de contact C de 3 secondes. Après immersion, les échantillons sont revêtus par un revêtement à base de zinc.
Pour caractériser l'adhésion de ce revêtement à base de zinc formé sur les échantillons d'acier A et d'acier B, un ruban adhésif a été appliqué sur l'acier revêtu, puis arraché. Le tableau 6 reprend les résultats après arrachage du ruban adhésif de ce test d'adhésion. L'adhésion est qualifiée par cotation des niveaux de gris sur le scotch, en partant de 0 pour lequel le scotch est resté propre après arrachage, jusqu'au niveau 3 présentant le niveau de gris le plus intense. Tableau 6
Acier A Mauvaise adhésion, niveau de gris : 3
Bonne adhésion, niveau de gris : 0, pas de trace du revêtement
*Acier B à base de zinc sur le ruban adhésif selon l'invention

Claims

REVENDICATIONS
1. Procédé de revêtement au trempé à chaud dans un bain liquide à base de zinc comprenant de l'aluminium, ledit bain ayant une température T2, d'une bande en acier austénitique fer-carbone-manganèse comprenant : 0,30% < C < 1,05%, 16%< Mn ≤ 26%, Si < 1%, et Al < 0,050%, les teneurs étant exprimées en poids, ledit procédé comprenant les étapes consistant à : - faire subir à ladite bande un traitement thermique dans un four à l'intérieur duquel règne une atmosphère réductrice vis-à-vis du fer, ledit traitement thermique comprenant une phase de chauffage à une vitesse de chauffage V1, une phase de maintien à une température T1 et pendant un temps de maintien M, suivi d'une phase de refroidissement à une vitesse de refroidissement V2, pour obtenir une bande couverte sur ses deux faces d'une sous-couche continue d'oxyde mixte de fer et de manganèse (Fe1Mn)O amorphe, et d'une couche externe continue ou discontinue d'oxyde de manganèse MnO cristallin, puis - faire défiler ladite bande couverte desdites couches d'oxyde dans ledit bain pour revêtir la bande par un revêtement à base de zinc, la teneur en aluminium dans ledit bain étant ajustée à une valeur au moins égale à la teneur nécessaire pour que l'aluminium réduise complètement la couche d'oxyde de manganèse MnO cristallin et au moins partiellement la couche d'oxyde (Fe1Mn)O amorphe, de manière à former à la surface de la bande ledit revêtement comprenant trois couches d'alliage fer-manganèse-zinc et une couche superficielle de zinc.
2. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que ladite atmosphère réductrice vis-à-vis du fer est composée d'un gaz choisi parmi l'hydrogène, et les mélanges azote - hydrogène.
3. Procédé selon la revendication 2, caractérisé en ce que ledit gaz comprend entre 20 et 97% en volume d'azote et entre 3 et 80% en volume d'hydrogène.
4. Procédé selon la revendication 3, caractérisé en ce que ledit gaz comprend entre 85 et 95% en volume d'azote et entre 5 et 15% en volume d'hydrogène.
5. Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 4, caractérisé en ce que ledit gaz présente un point de rosée compris entre -80 et 200C.
6. Procédé selon la revendication 5, caractérisé en ce que ledit gaz présente un point de rosée compris entre -80 et -400C.
7. Procédé selon la revendication 6, caractérisé en ce que ledit gaz présente un point de rosée compris entre -60 et -40°C.
8. Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 7, caractérisé en ce que le traitement thermique de la bande est réalisé à une vitesse de chauffage V1 supérieure ou égale à 6°C/s, à une température T1 comprise entre 600 et 900°C, pendant un temps de maintien M compris entre 20 s et 60 s, et à une vitesse de refroidissement V2 supérieure ou égale à 3°C/s jusqu'à une température d'immersion de la bande T3 comprise entre (T2 - 100C) et (T2 + 3O0C).
9. Procédé selon la revendication 8, caractérisé en ce que la température T1 est comprise entre 650 et 820°C.
10. Procédé selon revendication 9, caractérisé en ce que la température T1 est inférieure ou égale à 750°C.
11. Procédé selon l'une des revendications 8 à 10, caractérisé en ce que le temps de maintien M est compris entre 20 et 40 s.
12. Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 11, caractérisé en ce qu'on met en œuvre le traitement thermique dans une atmosphère réductrice de telle sorte que l'on forme une couche d'oxyde mixte (Fe1Mn)(O) amorphe présentant une épaisseur comprise entre 5 et 10 nm, et une couche d'oxyde de manganèse MnO cristalline présentant une épaisseur comprise entre 5 et 90 nm, avant de réduire complètement la couche de MnO par l'aluminium du bain.
13. Procédé selon la revendication 12, caractérisé en ce que la couche d'oxyde de manganèse MnO cristalline présente une épaisseur comprise entre 5 et 50 nm.
14. Procédé selon la revendication 13, caractérisé en ce que la couche d'oxyde de manganèse MnO cristalline présente une épaisseur comprise entre 10 et 40 nm.
15. Procédé selon l'une quelconques des revendications 1 à 14, caractérisé en ce que le bain liquide à base de zinc comprend entre 0,15 et 5% en poids d'aluminium.
16. Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 15, caractérisé en ce que la température du bain liquide à base de zinc T2 est comprise entre 430 et 48O0C.
17. Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 16, caractérisé en ce que la bande est en contact avec le bain liquide à base de zinc pendant un temps de contact C compris entre 2 et 10 s.
18. Procédé selon la revendication 17, caractérisé en ce que le temps de contact C est compris entre 3 et 5 s.
19. Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 18, caractérisé en ce que la teneur en carbone dans l'acier est comprise entre 0,40 et 0,70% en poids.
20. Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 19, caractérisé en ce que la teneur en manganèse dans l'acier est comprise entre 20 et 25% en poids.
21. Procédé selon l'une quelconque des revendications 1 à 20, caractérisé en ce qu'après avoir revêtu la bande en acier austénitique par le revêtement comprenant trois couches d'alliage fer-manganèse-zinc et une couche superficielle de zinc, on soumet ladite bande revêtue à un traitement thermique de manière à allier complètement ledit revêtement.
22. Bande en acier austénitique fer-carbone-manganèse pouvant être obtenue selon l'une quelconque des revendications 1 à 20, dont la composition chimique comprend, les teneurs étant exprimées en poids : 0,30% < C < 1,05%
16%< Mn < 26%
Si < 1% Al ≤ 0,050% S < 0,030% P< 0,080%
N ≤ 0,1%, et à titre optionnel, un ou plusieurs éléments tels que
Cr ≤ 1% Mo < 0,40% Ni < 1%
Cu < 5% Ti < 0,50% Nb < 0,50% V < 0,50%, le reste de la composition étant constitué de fer et d'impuretés inévitables résultant de l'élaboration, ladite bande étant revêtue sur les deux faces par revêtement à base de zinc comportant dans l'ordre à partir de l'interface acier/revêtement une couche d'alliage fer- manganèse-zinc composée de deux phases cubique T et cubique à face centrée π, une couche d'alliage fer-manganèse-zinc δ 1 de structure hexagonale, une couche d'alliage fer-manganèse-zinc ζ de structure monoclinique, et une couche superficielle de zinc.
23. Bande en acier austénitique fer-carbone-manganèse pouvant être obtenue selon la revendication 21, dont la composition chimique comprend, les teneurs étant exprimées en poids : 0,30% < C < 1,05%
16%≤ Mn < 26%
Si < 1% Al < 0,050% S < 0,030% P< 0,080%
N < 0,1%, et à titre optionnel, un ou plusieurs éléments tels que
Cr < 1% Mo < 0,40% Ni < 1%
Cu < 5% Ti < 0,50% Nb < 0,50% V < 0,50%, le reste de la composition étant constitué de fer et d'impuretés inévitables résultant de l'élaboration, ladite bande étant revêtue sur au moins une de ses faces par revêtement à base de zinc comportant dans l'ordre à partir de l'interface acier/revêtement une couche d'alliage fer-manganèse-zinc composée de deux phases cubique r et cubique à face centrée n, une couche d'alliage fer-manganèse-zinc δ 1 de structure hexagonale, et éventuellement une couche superficielle d'alliage fer-manganèse-zinc ζ de structure monoclinique.
24. Bande en acier selon l'une des revendications 22 ou 23, caractérisée en ce que la teneur en silicium est inférieure à 0,5% en poids.
25. Bande en acier selon l'une quelconque des revendications 22 à 24, caractérisée en ce que la teneur en carbone est comprise entre 0,40 et 0,70% en poids.
26. Bande en acier selon l'une quelconque des revendications 22 à 25, caractérisée en ce que la teneur en manganèse est comprise entre 20 et 25% en poids.
PCT/FR2005/002491 2004-10-20 2005-10-10 Procédé de revêtement au trempé à chaud dans un bain de zinc des bandes en acier fer-carbone-manganèse Ceased WO2006042930A1 (fr)

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Application Number Priority Date Filing Date Title
MX2007004728A MX2007004728A (es) 2004-10-20 2005-10-10 Metodo para el revestimiento por inmersion en caliente de una tira de acero al hierro-carbono-manganeso en un bano de zinc.
JP2007537321A JP4828544B2 (ja) 2004-10-20 2005-10-10 鉄−炭素−マンガンの鋼帯に亜鉛浴にて溶融めっきを施すための方法
US11/577,536 US7556865B2 (en) 2004-10-20 2005-10-10 Hot-dip coating method in a zinc bath for strips of iron/carbon/manganese steel
PL05809221T PL1805341T3 (pl) 2004-10-20 2005-10-10 Sposób pokrywania przez zanurzenie na gorąco w kąpieli na bazie cynku taśm ze stali żelazo-węgiel-mangan
BRPI0516997-6A BRPI0516997A (pt) 2004-10-20 2005-10-10 processo de revestimento à têmpera quente em um banho de zinco das cintas em aço ferro - carbono - manganês
EP05809221A EP1805341B1 (fr) 2004-10-20 2005-10-10 Procédé de revêtement au trempé à chaud dans un bain de zinc des bandes en acier fer-carbone-manganèse
CA2584449A CA2584449C (fr) 2004-10-20 2005-10-10 Procede de revetement au trempe a chaud dans un bain de zinc des bandes en acier fer-carbone-manganese
DE602005006603T DE602005006603D1 (de) 2004-10-20 2005-10-10 Verfahren zur feuerverzinkten beschichtung in einem zinkbad für streifen aus eisen-karbon-mangan-stahl

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Cited By (8)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2009521596A (ja) * 2005-12-24 2009-06-04 ポスコ 耐食性に優れた高マンガン溶融メッキ鋼板及びその製造方法。
JP2010501725A (ja) * 2006-08-22 2010-01-21 ティッセンクルップ スチール アクチェンゲゼルシャフト ６−３０重量％のＭｎを含有する熱間圧延鋼板または冷間圧延鋼板に金属保護層をめっきする方法
JP2010525174A (ja) * 2007-05-02 2010-07-22 コラス・スタール・ベー・ブイ Ａｈｓｓまたはｕｈｓｓストリップ材料の溶融亜鉛めっき方法、及びそのような材料
JP2010532428A (ja) * 2007-06-29 2010-10-07 アルセロールミタル・フランス Ｄｆｆ調整によって亜鉛めっきまたは合金化亜鉛めっき鋼板を製造する方法
WO2010122097A1 (fr) 2009-04-23 2010-10-28 Thyssenkrupp Steel Europe Ag Procédé de revêtement par immersion à chaud d'un produit plat en acier contenant de 2 à 35 % en masse de mn, ainsi que produit plat en acier
WO2010149561A1 (fr) 2009-06-24 2010-12-29 Thyssenkrupp Nirosta Gmbh Procédé de fabrication d’une pièce trempée à chaud sous presse, utilisation d’un produit en acier pour la fabrication d’une pièce trempée à chaud sous presse et pièce trempée à chaud sous presse
WO2011054332A2 (fr) 2009-11-05 2011-05-12 Salzgitter Flachstahl Gmbh Procédé pour revêtir des feuillards d'acier et feuillard d'acier revêtu
US10006099B2 (en) 2006-07-11 2018-06-26 Arcelormittal Process for manufacturing iron-carbon-maganese austenitic steel sheet with excellent resistance to delayed cracking

Families Citing this family (25)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
FR2876708B1 (fr) 2004-10-20 2006-12-08 Usinor Sa Procede de fabrication de toles d'acier austenitique fer-carbone-manganese laminees a froid a hautes caracteristiques mecaniques, resistantes a la corrosion et toles ainsi produites
KR100742823B1 (ko) * 2005-12-26 2007-07-25 주식회사 포스코 표면품질 및 도금성이 우수한 고망간 강판 및 이를 이용한도금강판 및 그 제조방법
KR101079472B1 (ko) * 2008-12-23 2011-11-03 주식회사 포스코 도금표면품질이 우수한 고망간강의 용융아연도금강판의 제조방법
PL2290133T3 (pl) * 2009-08-25 2012-09-28 Thyssenkrupp Steel Europe Ag Sposób wytwarzania elementu stalowego z antykorozyjną powłoką metalową i element stalowy
DE102009044861B3 (de) * 2009-12-10 2011-06-22 ThyssenKrupp Steel Europe AG, 47166 Verfahren zum Herstellen eines gut umformbaren Stahlflachprodukts, Stahlflachprodukt und Verfahren zur Herstellung eines Bauteils aus einem solchen Stahlflachprodukt
IT1403129B1 (it) * 2010-12-07 2013-10-04 Ct Sviluppo Materiali Spa Procedimento per la produzione di acciaio ad alto manganese con resistenza meccanica e formabilità elevate, ed acciaio così ottenibile.
US9680080B2 (en) 2011-07-18 2017-06-13 Hamilton Sunstrand Corporation Thermoelectric conversion of waste heat from generator cooling system
KR101510505B1 (ko) 2012-12-21 2015-04-08 주식회사 포스코 우수한 도금성과 초고강도를 갖는 고망간 용융아연도금강판의 제조방법 및 이에 의해 제조된 고망간 용융아연도금강판
PL2954076T3 (pl) * 2013-02-06 2022-02-14 Arcelormittal Sposób obróbki termicznej blachy stalowej i urządzenie do jego realizacji
PL2954084T3 (pl) 2013-02-06 2020-11-16 Arcelormittal Sposób obróbki znajdującej się w ruchu blachy ze stopu żelaza oraz linia do obróbki dla jego realizacji
DE102013005301A1 (de) * 2013-03-21 2014-09-25 Salzgitter Flachstahl Gmbh Verfahren zur Verbesserung der Schweißbarkeit von hochmanganhaltigen Stahlbändern und beschichtetes Stahlband
WO2015039686A1 (fr) * 2013-09-18 2015-03-26 Thyssenkrupp Steel Ag Procédé et dispositif de détermination des propriétés d'usure abrasive d'un produit plat en acier recuit par galvanisation
WO2015039685A1 (fr) * 2013-09-18 2015-03-26 Thyssenkrupp Steel Ag Procédé et dispositif de détermination des propriétés d'usure abrasive d'un produit plat pourvu d'un revêtement
JP6164280B2 (ja) * 2015-12-22 2017-07-19 Ｊｆｅスチール株式会社 表面外観および曲げ性に優れるＭｎ含有合金化溶融亜鉛めっき鋼板およびその製造方法
WO2017203312A1 (fr) * 2016-05-24 2017-11-30 Arcelormittal Tôle d'acier laminée à froid et recuite, son procédé de production et utilisation d'un tel acier pour produire des pièces de véhicule
WO2017203310A1 (fr) 2016-05-24 2017-11-30 Arcelormittal Procédé de fabrication d'une tôle d'acier twip à microstructure austénitique
WO2017203315A1 (fr) 2016-05-24 2017-11-30 Arcelormittal Tôle mince en acier laminée à froid et recuite, son procédé de production et utilisation d'un tel acier pour produire des pièces de véhicule
WO2017203309A1 (fr) * 2016-05-24 2017-11-30 Arcelormittal Tôle d'acier twip ayant une matrice austénitique
HUE053057T2 (hu) * 2016-11-23 2021-06-28 Outokumpu Oy Eljárás komplex-kialakítású komponens elõállítására
WO2019092468A1 (fr) 2017-11-08 2019-05-16 Arcelormittal Tôle d'acier revêtue par immersion à chaud
DE102018128131A1 (de) * 2018-11-09 2020-05-14 Thyssenkrupp Ag Gehärtetes Bauteil umfassend ein Stahlsubstrat und eine Korrosionsschutzbeschichtung, entsprechendes Bauteil zur Herstellung des gehärteten Bauteils sowie Herstellverfahren und Verwendung
WO2021084304A1 (fr) * 2019-10-30 2021-05-06 Arcelormittal Procédé d'emboutissage à chaud
WO2021224662A1 (fr) * 2020-05-07 2021-11-11 Arcelormittal Procédé de recuit d'acier
CN115074616A (zh) * 2021-03-16 2022-09-20 上海梅山钢铁股份有限公司 一种冰箱底板用热镀铝锌钢板及其制造方法
US12539115B2 (en) 2021-05-10 2026-02-03 Cilag Gmbh International System of surgical staple cartridges comprising absorbable staples

Citations (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US4512804A (en) * 1982-04-13 1985-04-23 Vereinigte Edelstahlwerke Aktiengesellschaft (Vew) Work-hardenable austenitic manganese steel and method for the production thereof
JPH07278772A (ja) * 1994-04-11 1995-10-24 Nippon Steel Corp Ｍｎ含有高強度溶融亜鉛めっき鋼板の製造法

Family Cites Families (16)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
SU929733A1 (ru) * 1980-10-24 1982-05-23 Уральское Отделение Всесоюзного Ордена Трудового Красного Знамени Научно-Исследовательского Института Железнодорожного Транспорта Сталь
SU1359319A1 (ru) * 1986-05-13 1987-12-15 Новолипецкий металлургический комбинат им.Ю.В.Андропова Способ производства оцинкованных стальных полос дл особо сложной выт жки
JPH04259325A (ja) * 1991-02-13 1992-09-14 Sumitomo Metal Ind Ltd 加工性に優れた高強度熱延鋼板の製造方法
JPH06240431A (ja) * 1993-02-12 1994-08-30 Kawasaki Steel Corp 溶融亜鉛めっき鋼板、合金化溶融亜鉛めっき鋼板及び複層めっき鋼板の製造方法
RU2128719C1 (ru) * 1997-03-05 1999-04-10 Научно-производственный институт АО "Новолипецкий металлургический комбинат" Способ производства горячеоцинкованного металла высших категорий вытяжки с тончайшим цинковым покрытием с превосходной штампуемостью
US6177140B1 (en) * 1998-01-29 2001-01-23 Ispat Inland, Inc. Method for galvanizing and galvannealing employing a bath of zinc and aluminum
JP3835083B2 (ja) * 1999-02-25 2006-10-18 Ｊｆｅスチール株式会社 冷延鋼板および溶融めっき鋼板ならびにそれらの製造方法
FR2796083B1 (fr) * 1999-07-07 2001-08-31 Usinor Procede de fabrication de bandes en alliage fer-carbone-manganese, et bandes ainsi produites
JP2001140051A (ja) * 1999-11-12 2001-05-22 Kawasaki Steel Corp 溶融めっき鋼帯及び合金化溶融めっき鋼帯の製造方法並びに溶融めっき装置
JP3716718B2 (ja) * 2000-07-31 2005-11-16 住友金属工業株式会社 合金化溶融亜鉛めっき鋼板とその製造方法
US6572713B2 (en) * 2000-10-19 2003-06-03 The Frog Switch And Manufacturing Company Grain-refined austenitic manganese steel casting having microadditions of vanadium and titanium and method of manufacturing
JP3503594B2 (ja) * 2000-12-05 2004-03-08 住友金属工業株式会社 耐黒変性に優れた溶融Ｚｎ−Ａｌ合金めっき鋼板とその製造方法
JP3636132B2 (ja) * 2001-11-22 2005-04-06 住友金属工業株式会社 溶融亜鉛めっき鋼板の製造方法
JP3882679B2 (ja) * 2002-05-23 2007-02-21 Ｊｆｅスチール株式会社 めっき外観の良好な深絞り性に優れた複合組織型高張力溶融亜鉛めっき冷延鋼板の製造方法
JP4523937B2 (ja) * 2003-01-15 2010-08-11 新日本製鐵株式会社 高強度溶融亜鉛系めっき鋼板及びその製造方法
FR2876708B1 (fr) * 2004-10-20 2006-12-08 Usinor Sa Procede de fabrication de toles d'acier austenitique fer-carbone-manganese laminees a froid a hautes caracteristiques mecaniques, resistantes a la corrosion et toles ainsi produites

Patent Citations (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US4512804A (en) * 1982-04-13 1985-04-23 Vereinigte Edelstahlwerke Aktiengesellschaft (Vew) Work-hardenable austenitic manganese steel and method for the production thereof
JPH07278772A (ja) * 1994-04-11 1995-10-24 Nippon Steel Corp Ｍｎ含有高強度溶融亜鉛めっき鋼板の製造法

Non-Patent Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Title
PATENT ABSTRACTS OF JAPAN vol. 1996, no. 02 29 February 1996 (1996-02-29) *

Cited By (21)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP2009521596A (ja) * 2005-12-24 2009-06-04 ポスコ 耐食性に優れた高マンガン溶融メッキ鋼板及びその製造方法。
US9580786B2 (en) 2005-12-24 2017-02-28 Posco High Mn steel sheet for high corrosion resistance and method of manufacturing galvanizing the steel sheet
EP3587611A1 (fr) * 2006-07-11 2020-01-01 ArcelorMittal Procédé de fabrication d'une feuille d'acier austénitique de fer-carbone-manganèse dotée d'une excellente résistance au craquage retardé et feuille ainsi produite
EP2041330B1 (fr) * 2006-07-11 2019-09-11 ArcelorMittal Procede de fabrication d'une tole d'acier austenitique fer-carbone-manganese ayant une excellente resistance a la fissuration differee, et tole ainsi produit
US10131964B2 (en) 2006-07-11 2018-11-20 Arcelormittal France Iron-carbon-manganese austenitic steel sheet
US10006099B2 (en) 2006-07-11 2018-06-26 Arcelormittal Process for manufacturing iron-carbon-maganese austenitic steel sheet with excellent resistance to delayed cracking
JP2010501725A (ja) * 2006-08-22 2010-01-21 ティッセンクルップ スチール アクチェンゲゼルシャフト ６−３０重量％のＭｎを含有する熱間圧延鋼板または冷間圧延鋼板に金属保護層をめっきする方法
US8394213B2 (en) 2006-08-22 2013-03-12 Thyssenkrupp Steel Ag Process for coating a hot- or cold- rolled steel strip containing 6−30% by weight of MN with a metallic protective layer
KR101463221B1 (ko) * 2006-08-22 2014-11-19 티센크루프 스틸 유럽 악티엔게젤샤프트 6-30 중량% Ｍｎ을 함유하는 열간압연 또는 냉간압연 강 스트립의 금속 보호층 코팅 방법
KR101493542B1 (ko) * 2007-05-02 2015-02-13 타타 스틸 이즈무이덴 베.뷔. 고장력강 또는 초고장력강 스트립 재료의 용융 침지 아연도금 방법 및 고장력강 또는 초고장력강
JP2010525174A (ja) * 2007-05-02 2010-07-22 コラス・スタール・ベー・ブイ Ａｈｓｓまたはｕｈｓｓストリップ材料の溶融亜鉛めっき方法、及びそのような材料
JP2010532428A (ja) * 2007-06-29 2010-10-07 アルセロールミタル・フランス Ｄｆｆ調整によって亜鉛めっきまたは合金化亜鉛めっき鋼板を製造する方法
US9611527B2 (en) 2009-04-23 2017-04-04 Thyssenkrupp Steel Europe Ag Method for the hot-dip coating of a flat steel product containing 2-35 wt.% of Mn, and a flat steel product
EP2432910B1 (fr) 2009-04-23 2019-02-13 ThyssenKrupp Steel Europe AG Procédé de revêtement par immersion à chaud d'un produit plat en acier contenant de 2 à 35 % en masse de mn, ainsi que produit plat en acier
WO2010122097A1 (fr) 2009-04-23 2010-10-28 Thyssenkrupp Steel Europe Ag Procédé de revêtement par immersion à chaud d'un produit plat en acier contenant de 2 à 35 % en masse de mn, ainsi que produit plat en acier
US9534268B2 (en) 2009-06-24 2017-01-03 Outokumpu Nirosta Gmbh Method for manufacturing a hot press-hardened component and use of a steel product for manufacturing a hot press-hardened component
DE102009030489A1 (de) 2009-06-24 2010-12-30 Thyssenkrupp Nirosta Gmbh Verfahren zum Herstellen eines warmpressgehärteten Bauteils, Verwendung eines Stahlprodukts für die Herstellung eines warmpressgehärteten Bauteils und warmpressgehärtetes Bauteil
WO2010149561A1 (fr) 2009-06-24 2010-12-29 Thyssenkrupp Nirosta Gmbh Procédé de fabrication d’une pièce trempée à chaud sous presse, utilisation d’un produit en acier pour la fabrication d’une pièce trempée à chaud sous presse et pièce trempée à chaud sous presse
DE102009053260B4 (de) * 2009-11-05 2011-09-01 Salzgitter Flachstahl Gmbh Verfahren zum Beschichten von Stahlbändern und beschichtetes Stahlband
DE102009053260A1 (de) 2009-11-05 2011-05-19 Salzgitter Flachstahl Gmbh Verfahren zum Beschichten von Stahlbändern und beschichtetes Stahlband
WO2011054332A2 (fr) 2009-11-05 2011-05-12 Salzgitter Flachstahl Gmbh Procédé pour revêtir des feuillards d'acier et feuillard d'acier revêtu

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