ES2578952T3

ES2578952T3 - Chapa de acero laminada en frío, chapa de acero galvanizado de alta resistencia y chapa de acero galvanizado por inmersión en caliente aleada de alta resistencia que tiene excelente conformabilidad y soldabilidad, y métodos para fabricar las mismas

Info

Publication number: ES2578952T3
Application number: ES09724026.1T
Authority: ES
Inventors: Masafumi Azuma; Naoki Yoshinaga; Naoki Maruyama; Noriyuki Suzuki; Yasuharu Sakuma
Original assignee: Nippon Steel and Sumitomo Metal Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 2008-03-27
Filing date: 2009-03-26
Publication date: 2016-08-03
Anticipated expiration: 2029-03-26
Also published as: AU2009229885B2; CN101960034B; PL2256224T3; US20110008647A1; MX2010010116A; US8163108B2; JP4700764B2; CA2718304A1; EP2256224A1; WO2009119751A1; EP2256224A4; CA2718304C; AU2009229885A1; JPWO2009119751A1; KR20100112657A; EP2256224B1; CN101960034A; BRPI0909806B1; BRPI0909806A2; KR101090663B1

Abstract

Una chapa de acero laminada en frío de alta resistencia que tiene excelente conformabilidad y soldabilidad, que comprende, en términos de % en masa: C: no menor que 0,05% y no más que 0,095%; Cr: no menor que 0,1-5% y no más que 2,0%; B: no menor que 0,0003% y no más que 0,01%; Si: no menor que 0,3% y no más que 2,0%; Mn: no menor que 1,7% y no más que 2,6%; Ti: no menor que 0,005% y no más que 0,14%; P: no más que 0,03%; S: no más que 0,01%; Al: no más que 0,1%; N: menor que 0,005%; O: no menor que 0,0005% y no más que 0,005%; y opcionalmente uno o más elementos seleccionados del grupo que consiste en: Ni: menor que 0,05%; Cu: menor que 0,05%; W: menor que 0,05%; y V: no menor que 0,01% y no más que 0,14%, siendo el resto hierro e impurezas inevitables, en donde una microestructura de dicha chapa de acero comprende principalmente ferrita poligonal que tiene un tamaño de grano de cristal de no más que 4 μm, y microestructuras duras de bainita y martensita, un tamaño de bloque de dicha martensita es no más que 0,9 μm, un contenido de Cr dentro dicha martensita es 1,1 a 1,5 veces un contenido de Cr dentro dicha ferrita poligonal, y una resistencia a la tracción es al menos 880 MPa.

Description

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DESCRIPCION

Chapa de acero laminada en frfo, chapa de acero galvanizado de alta resistencia y chapa de acero galvanizado por inmersion en caliente aleada de alta resistencia que tiene excelente conformabilidad y soldabilidad, y metodos para fabricar las mismas

Campo tecnico

La presente invencion se refiere a una chapa de acero laminada en frfo de alta resistencia, una chapa de acero galvanizado de alta resistencia y una chapa de acero galvanizado por inmersion en caliente aleada de alta resistencia que tiene excelente conformabilidad y soldabilidad, asf como a metodos para fabricar estas chapas de acero.

Esta solicitud reivindica prioridad de la Solicitud de Patente Japonesa No. 2008-083357, presentada el 27 de marzo de 2008, cuyo contenido se incorpora a la presente por referencia.

Tecnica anterior

En los ultimos anos, en la industria del automovil, se ha utilizado chapa de acero de alta resistencia para lograr la una combinacion de funciones para la proteccion de los ocupantes en caso de colision y una reduccion en peso que mejora el consumo de combustible. En terminos de asegurar la seguridad favorable en caso de colision, mayor apreciacion de los factores de seguridad y regulaciones mas estrictas significan que ahora hay una necesidad de utilizar chapa de acero de alta resistencia para los componentes de forma compleja, que hasta ahora han sido fabricados a partir de chapa de acero de baja resistencia. Por este motivo, superiores propiedades de expansion de orificios estan siendo exigidas para acero de alta resistencia.

Muchos de los componentes dentro de un automovil se unen utilizando tecnicas de soldadura tales como soldadura por puntos, soldadura por arco o soldadura por laser: y por ello, a fin de mejorar la seguridad de colision para el vehfculo, es necesario que estas uniones no se fracturen tras la colision. En otras palabras, si se produce una fractura en una union tras la colision, incluso si entonces la resistencia del acero es adecuada, la estructura de la union es incapaz de absorber satisfactoriamente la energfa de colision, haciendo imposible lograr el desempeno de absorcion de energfa de colision necesario.

Por consiguiente, los componentes de automoviles tambien deben exhibir excelente resistencia de union para uniones fabricadas mediante soldadura por puntos, soldadura por arco, soldadura por laser, o similares. Sin embargo, surge el problema de que a medida que las cantidades de C, Si, Mn, y similares se incrementan para lograr una mayor resistencia de la chapa de acero, tiende a producirse un deterioro de acompanamiento en la resistencia de las partes soldadas, lo que significa que es deseable que el fortalecimiento del acero se consiga sin un excesivo aumento en las cantidades de los elementos de aleacion incorporados dentro del acero.

Los ejemplos de indicadores para la evaluacion de la resistencia de una union soldada por puntos incluye una prueba de resistencia a la fatiga por traccion (TSS) prescrita en la norma JIS Z 3136 en la que se aplica una tension de corte a la soldadura, y una prueba de resistencia por traccion cruzada (CTS) prescrita en la norma JIS Z 3137 en la que se aplica la tension en la direccion de separacion de la union. De estas dos pruebas, se sabe que el valor TSS aumenta con el aumento de la resistencia de la chapa de acero, mientras que el valor CTS no aumenta incluso con un aumento en la resistencia de la chapa de acero. Como resultado, la relacion de ductilidad, que esta representada por la relacion entre TSS y CTS, disminuye con el aumento de la adicion de componentes de aleacion al acero, es decir, con un incremento en la resistencia del acero. Es bien conocido que la chapa de acero de alta resistencia con un alto contenido de C tiene problemas en terminos de capacidad de soldadura por puntos (vease el documento no patente 1

Por otro lado, la conformabilidad de un material tiende a deteriorarse a medida que la resistencia del material se incrementa, y si debe utilizarse una chapa de acero de alta resistencia para formar un miembro con una forma compleja, entonces se debe fabricar una chapa de acero que satisface la favorable conformabilidad y alta resistencia. Aunque se utiliza el termino simple "conformabilidad", cuando se aplica a un miembro con una forma compleja, tal como un componente del automovil, el componente requiere en realidad una combinacion de una variedad de diferentes propiedades de conformabilidad incluyendo ductilidad, conformabilidad por estiramiento, capacidad de flexion, capacidad de expansion de orificios, y conformabilidad de reborde por estiramiento.

Se sabe que la ductilidad y conformabilidad por estiramiento se correlacionan con el coeficiente de endurecimiento de trabajo (el valor n), y se sabe que las chapas de acero con valores n altos presentan excelente conformabilidad. Los ejemplos de chapas de acero que exhiben excelente ductilidad y conformabilidad por estiramiento incluyen chapas de acero DP (fase dual) en las que la microestructura de la chapa de acero se compone de ferrita y martensita, y chapas de acero TRIP (Plasticidad inducida por transformacion) en las que la microestructura de la chapa de acero incluye austenita residual.

Por otro lado, los ejemplos conocidos de chapas de acero que exhiben excelente capacidad de expansion de orificios incluyen chapas de acero que tienen una microestructura de fase simple de ferrita fortalecida en la

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precipitacion, y chapas de acero que tienen una microestructura de fase simple de bainita (veanse los Documentos patente 1 a 3, y Documento no patente 2).

Ademas, se sabe que la capacidad de flexion se correlaciona con la uniformidad estructural, y se ha demostrado que la capacidad de flexion se puede mejorar mediante la mejora de la uniformidad de la microestructura de acero (vease el Documento no patente 3).

Por consiguiente, ya se conocen las chapas de acero en las que se forma la microestructura de acero como una microestructura de fase simple de ferrita fortalecida en la precipitacion (Documento no patente 2) y chapas de acero DP que, aunque tienen microestructuras de fase dual compuestas de ferrita y martensita, exhiben una mejora en la uniformidad como resultado de la miniaturizacion de las microestructuras de acero (vease el Documento patente 4).

Las chapas de acero DP contienen ferrita altamente ductil como fase principal, y mediante la dispersion de martensita que es la microestructura dura dentro de la microestructura de la chapa de acero, puede lograrse excelente ductilidad. Ademas, la ferrita mas blanda se moldea facilmente, y porque se introduce una gran cantidad de dislocacion al mismo tiempo que el moldeo, y posteriormente se endurece, el valor n es alto. Sin embargo, si la microestructura de acero se compone de ferrita blanda y martensita dura, entonces, debido a que las capacidades de moldeo de las dos microestructuras difieren, cuando se lleva a cabo el moldeo como parte de las operaciones a gran escala, tales como el procesamiento de expansion de orificios, micro-huecos pequenos tienden a formarse en las interfaces entre las dos microestructuras diferentes, dando como resultado un marcado deterioro en la capacidad de expansion de orificios. La fraccion de volumen de martensita incorporada dentro de la chapa de acero DP que tiene una resistencia a la traccion maxima de 590 MPa o mayor es comparativamente grande, y debido a que el acero tambien contiene una multitud de interfaces de ferrita-martensita, los micro-huecos formados en estas interfaces se pueden interconectar facilmente, lo que puede conducir a la formacion de grietas y fracturas. Por estos motivos, las propiedades de capacidad de expansion de orificios de las chapas de acero DP es pobre (vease el documento no patente 4).

Se sabe que una microestructura que contiene martensita templada puede utilizarse para mejorar la capacidad de expansion de orificios en estas chapas de acero DP compuestas de ferrita y martensita (ver Documento patente 5). Sin embargo, es necesario llevar a cabo un tratamiento de templado adicional con el fin de mejorar la capacidad de expansion de orificios, por ello, surgen problemas de productividad. Ademas, tambien es inevitable una disminucion en la resistencia de la chapa de acero debido a la martensita templada. Como resultado, la cantidad de C anadido al acero debe incrementarse para mantener la resistencia del acero, pero esto provoca un deterioro en la soldabilidad. En otras palabras, con respecto a las chapas de acero DP formadas a partir de ferrita y martensita, ha demostrado ser imposible lograr resistencia del orden de 880 MPa, asf como favorable capacidad de expansion de orificios y soldabilidad.

Ademas, cuando la martensita templada se convierte en una microestructura dura, la fraccion de volumen de ferrita debe reducirse a fin de mantener la resistencia; sin embargo, esto resulta en un deterioro en la ductilidad.

Ademas, en un desarrollo relacionado a la chapa de acero DP, se ha propuesto una chapa de acero galvanizado de por inmersion en caliente de alta resistencia que se compone de ferrita y una segunda fase dura, y este acero exhibe e excelente equilibrio entre la resistencia y la ductilidad, asf como superior equilibrio entre la capacidad de flexion, capacidad de soldadura por puntos, y adhesion de recubrimiento (ver el documento patente 6). Como segunda fase dura, se ejemplifican martensita, bainita, y austenita residual. Sin embargo, con respecto a esta chapa de acero galvanizado por inmersion en caliente de alta resistencia, debe llevarse a cabo el recocido a una temperatura elevada dentro de un intervalo de A3 a 950°C; por ello, existe n problema de que la productividad es pobre. En particular, si tambien se toma en consideracion lograr favorable capacidad de soldadura por puntos, entonces la cantidad de C, que funciona como un elemento estabilizador de la austenita (es decir, un elemento que reduce el punto Ac3) anadido al acero debe ser suprimida, lo cual con frecuencia resulta en alta temperaturas de recocido y reduccion de la productividad. Ademas, no es deseable el recocido a temperaturas extremadamente altas que exceden los 900 °C, ya que puede causar graves danos a los equipos de produccion, tal como la carcasa del horno y el rodillo de solera, y tiende a promover la formacion de defectos superficiales sobre la superficie de la chapa de acero.

Ademas, con respecto a la chapa de acero galvanizado por inmersion en caliente de alta traccion propuesta en el Documento patente 6, la capacidad de expansion de orificios es 55% a 918 MPa, 35% a 1035 MPa, 35% a 1123 MPa, y aproximadamente 26% a 1253 MPa. En comparacion, los resultados de la capacidad de expansion de orificios para la presente invencion son 90% a 980 MPa, 50% a 1080 MPa, y 40% a 1180 MPa, indicando que con respecto a la chapa de acero galvanizado por inmersion en caliente de alta traccion del Documento patente 6, es imposible lograr una combinacion satisfactoria de resistencia y capacidad de expansion de orificios.

La capacidad de expansion de orificios termina siendo similarmente baja en chapas de acero TRIP en las que la microestructura de acero esta compuesta por ferrita y austenita residual. Esto es porque el trabajo de moldeo de los componentes de automoviles, incluyendo la expansion de orificios y conformacion de reborde por estiramiento, se lleva a cabo despues del punzonado o corte mecanico de la chapa.

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La austenita residual contenida dentro de las chapas de acero TRIP se transforma en martensita cuando se somete a procesamiento. Por ejemplo, el arrastre o el estiramiento del acero provocan que la austenita residual se transforme en martensita; aumentando, de este modo, la resistencia de las porciones procesadas y, mediante la restriccion de la concentracion de esta transformacion, se puede mantener un alto grado de conformabilidad.

Sin embargo, cuando el acero es perforado y cortado, las porciones cerca de los bordes se someten a procesamiento, y por ello la austenita residual incorporada dentro de la microestructura de acero en estas porciones se transforma en martensita. Como resultado, se obtiene una microestructura similar a aquella de una chapa de acero DP, y la capacidad de expansion de orificios y conformabilidad de reborde por estiramiento tienden a deteriorarse. Alternativamente, debido a que el proceso de perforacion por si mismo es un proceso que acompana grandes deformaciones, se ha informado de que despues de la perforacion del acero, tienden a existir micro-huecos en las interfaces entre la ferrita y microestructuras duras (en este caso, la martensita formada por transformacion de la austenita residual), lo que resulta en un deterioro en la capacidad de expansion de orificios. Ademas, las chapas de acero en las que existen cementita o microestructuras de perlita en los lfmites de grano tambien exhiben pobre capacidad de expansion de orificios. Esto se debe a que las interfaces entre la ferrita y cementita actuan como orfgenes para la formacion de huecos microscopicos.

Ademas, para asegurar que la austenita residual se mantenga, una gran cantidad de C debe concentrarse dentro de la austenita; sin embargo, en comparacion con un acero DP que tiene el mismo contenido de C (una chapa de acero de multiples fases compuesta por ferrita y martensita), la fraccion de volumen de microestructuras duras tiende a disminuir, haciendo diffcil mantener la resistencia. En otras palabras, en el caso en que se asegura una alta resistencia de al menos 880 MPa, la cantidad de C anadido requerido para el fortalecimiento aumenta en forma considerable; provocando de este modo un deterioro en la soldabilidad de punto. Por consiguiente, el lfmite superior para la fraccion de volumen de austenita residual es 3%.

Como resultado, segun lo divulgado en los Documentos patente 1 a 3, la investigacion de chapas de acero que tienen excelente capacidad de expansion de orificios ha llevado al desarrollo de chapas de acero laminadas en caliente de alta resistencia que tienen microestructura monofasica de cualquiera de bainita o ferrita fortalecida en la precipitacion como fase principal, en la que una gran cantidad de un elemento de formacion de aleacion de carburo tal como Ti es agregado para convertir el C incorporado dentro del acero en una aleacion de carburo; de este modo, suprimiendo la formacion de una fase de cementita en los lfmites de grano, y produciendo superior capacidad de expansion de orificios.

En el caso de una chapa de acero que tiene una microestructura de fase simple de bainita, a fin de convertir la microestructura de la chapa de acero a una microestructura de fase simple de bainita, la produccion de la chapa de acero laminada en frfo debe incluir primero calentar hasta una temperatura alta para formar una fase simple de austenita; por ello, la productividad es pobre. Ademas, las microestructuras de bainita incluyen una gran cantidad de dislocacion; por ello, exhiben pobre aptitud para el moldeo y son diffciles de usar para componentes que requieren favorable ductilidad y conformabilidad por estiramiento. Ademas, si se tiene en cuenta asegurar una alta resistencia de al menos 880 MPa, entonces hay que anadir una cantidad de C que excede el 0,1% en masa, lo que significa que el acero sufre el problema antes mencionado de no poder lograr una combinacion de alta resistencia y favorable capacidad de soldadura por puntos.

En las chapas de acero que tienen una microestructura de fase unica de ferrita fortalecida en la precipitacion, el fortalecimiento de precipitacion proporcionado por carburos de Ti, Nb, Mo, V, o similares es utilizado para aumentar la resistencia de la chapa de acero, mientras que suprime la formacion de cementita y similares; de este modo, puede obtenerse una chapa de acero que tiene una combinacion de a alta resistencia de 880 MPa o mayor y superior capacidad de expansion de orificios. Sin embargo, en el caso de las chapas de acero laminadas en frfo que se someten a pasos de laminacion en frfo y recocido, es diffcil utilizar el efecto anterior de fortalecimiento de precipitacion.

En otras palabras, el fortalecimiento de precipitacion se lleva a cabo mediante la precipitacion coherente de una aleacion de carburo de Nb o Ti o similares dentro de la ferrita. En una chapa de acero laminada en frfo que ha sido sometida a laminado en frfo y recocida, porque la ferrita se procesa y se recristaliza durante el recocido, se pierde la relacion de orientacion con el precipitado de To o Nb precipitado coherente durante la etapa de laminado en caliente; por ello, la funcion de fortalecimiento del precipitado se pierde en gran medida, y por lo que es diffcil el uso de esta tecnica para el fortalecimiento de acero laminado en frfo.

Ademas, se sabe que cuando se lleva a cabo el laminado en frfo, el Nb o Ti en forma significativa retrasan la recristalizacion, lo que significa que para asegurar la excelente ductilidad se requiere una etapa de recocido a alta temperatura, que da como resultado pobre productividad. Ademas, incluso si se obtuviera la ductilidad similar a aquella de la chapa de acero laminada en caliente, el acero fortalecido en la precipitacion todavfa exhibe inferior ductilidad y conformabilidad por estiramiento; por ello, no es inadecuado para las regiones que requieren conformabilidad por estiramiento superior.

Aquf, en la presente invencion, una chapa de acero de la que el producto de la resistencia a la traccion maxima y el alargamiento total es 16000 (MPa x %) o mas se considera que es acero de alta resistencia que tiene favorable

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ductilidad. En otras palabras, los valores de ductilidad diana son 18,2% a 880 MPa, 16,3% o mayor a 980 MPa, 14,8% o mayor a 1080 MPa, y 13,6% o mayor a 1180 MPa.

Las chapas de acero que abordan estos problemas y se proporcionan para satisfacer una combinacion de superior ductilidad y capacidad de expansion de orificios ase divulgan en los Documentos patente 7 y 8. Estos chapas de acero son fabricadas formando inicialmente una microestructura compuesta de multiples fases de ferrita y martensita, y posteriormente templando y suavizando la martensita; de este modo, se realiza un intento para producir un equilibrio mejorado entre la resistencia y ductilidad, asf como una mejora simultanea de la capacidad de expansion de orificios, a traves del fortalecimiento estructural del acero.

Sin embargo, aun si las mejoras en la capacidad de expansion de orificios y conformabilidad de reborde por estiramiento se logran ablandando las microestructuras duras debido al templado de la martensita, el problema de inferior capacidad de soldadura por puntos sigue estando si se aplica a chapas de acero de alta resistencia de 880 MPa o mayor.

Por ejemplo, mediante el templado de martensita, las microestructuras duras pueden ser suavizadas y la capacidad de expansion de orificios se puede mejorar. Sin embargo, debido a que tambien se produce una reduccion en la resistencia al mismo tiempo, la fraccion de volumen de martensita debe incrementarse con el fin de compensar esta reduccion de la resistencia; por ello, hay que anadir una gran cantidad de C. Como resultado, la capacidad de soldadura por puntos y similares tienden a deteriorarse. Ademas, en el caso de la utilizacion de equipos tales como equipos de galvanizado por inmersion en caliente en los que el templado y revenido no se pueden llevar a cabo, primero debe formarse una microestructura que contiene ferrita y microestructura de martensita, y entonces debe llevarse a cabo un tratamiento termico separado; por ello, la productividad es baja.

Por otro lado, es bien sabido que la resistencia de una junta soldada depende de la cantidad de elementos anadidos, y particularmente C anadido, contenido dentro de la chapa de acero. Es bien sabido que fortaleciendo una chapa de acero limitando al mismo tiempo la cantidad de C anadido, puede obtenerse una combinacion de resistencia favorable y favorable soldabilidad (a saber, mantenimiento de la resistencia de la junta de una porcion soldada). Debido a que se funde una porcion soldada y entonces se enfrfa a una tasa de enfriamiento rapida, la microestructura de la porcion dura se convierte principalmente para incluir martensita. Por consiguiente, la parte soldada es extremadamente dura y exhibe pobre desconformabilidad (capacidades de moldeo). Ademas, incluso si la microestructura de la chapa de acero ha sido controlada, debido a que el acero se funde en la soldadura, el control de la microestructura dentro de la parte soldada es extremadamente diffcil. Como resultado, las mejoras en las propiedades de la parte soldada convencionalmente se han realizado mediante el control de los componentes dentro de la chapa de acero (por ejemplo, vease el documento patente 4 y documento patente 9).

La descripcion anterior tambien se aplica a chapas de acero que tienen una microestructura de multiples fases que contiene ferrita y bainita. En otras palabras, se forma una microestructura de bainita a una temperatura superior que una microestructura de martensita, y es por ello considerablemente mas blanda que la martensita. Como resultado, las microestructuras de bainita son conocidas por exhibir superior capacidad de expansion de orificios. Sin embargo, debido a que son microestructuras blandas, es diffcil lograr una alta resistencia de 880 MPa o mayor. En aquellos casos en los que la fase principal es ferrita y las microestructuras duras se forman como microestructuras de bainita, para asegurar a alta resistencia de al menos 880 MPa, la cantidad de C anadido debe incrementarse, la proporcion de microestructuras de bainita debe incrementarse, y la resistencia de las microestructuras de bainita debe mejorarse. Esto provoca un marcado deterioro en la capacidad de soldadura por puntos del acero.

El Documento patente 9 divulga que mediante la adicion de Mo a una chapa de acero, las propiedades de capacidad de soldadura por puntos favorable pueden lograrse aun para chapas de acero que tienen un contenido de C que excede el 0,1% en masa. Sin embargo, aunque la adicion de Mo a la chapa de acero suprime la formacion de huecos o grietas dentro de la porcion soldada por puntos, y mejora la resistencia de la union soldada para las condiciones de soldadura en las que se producen facilmente este tipo de defectos, no hay mejorfa en la resistencia de la union soldada en las condiciones en las que los defectos anteriores no se producen. Ademas, si se tiene en cuenta lograr una resistencia alta de al menos 880 MPa, entonces la adicion de una gran cantidad de C es inevitable, y el problema es que es diffcil obtener una chapa de acero que exhiba soldabilidad favorable por puntos y conformabilidad superior. Ademas, debido a que la chapa de acero incluye austenita residual como microestructura dura, durante la expansion de orificios o conformacion de rebordes por estiramiento, la tension tiende a concentrarse en las interfaces entre la ferrita blanda que representa la fase principal y la austenita residual que funciona como la microestructura dura, lo que resulta en la formacion de microhuecos e interconexion; de este modo, se produce deterioro en estas propiedades.

Ademas, Mo tiende a promover la formacion de microestructuras similares a bandas, provocando un deterioro en la capacidad de expansion de orificios. Por consiguiente, en la presente invencion, como se describe a continuacion, las investigaciones se han centrado en las condiciones que logran la solubilidad satisfactoria sin la adicion de Mo.

Una chapa de acero conocida que combina una alta resistencia a la traccion maxima de al menos 780 MPa con favorable capacidad de soldadura por puntos se divulga en el Documento patente 4 detallado a continuacion. En esta chapa de acero, al utilizar una combinacion de fortalecimiento de precipitacion debido a la adicion de Nb o Ti,

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fortalecimiento de grano fino, y el fortalecimiento de la dislocacion que utiliza ferrita no recristalizada, puede obtenerse una chapa de acero que combina una resistencia de al menos 780 MPa con superior ductilidad y capacidad de flexion aun cuando el contenido de carbono de la chapa de acero es 0,1% en masa o menos. Sin embargo, a fin de permitir la aplicacion a componentes que tienen formas mas complejas, aun se requieren otras mejoras en la ductilidad y capacidad de expansion de orificios. Como se describe mas arriba, se ha demostrado que es extremadamente diffcil lograr una combinacion de alta resistencia de al menos 880 MPa y niveles superiores de ductilidad, conformabilidad por estiramiento, capacidad de flexion, capacidad de expansion de orificios, conformabilidad de reborde por estiramiento, y capacidad de soldadura por puntos.

Documento de patente 1: Solicitud de patente japonesa sin examinar, primera publicacion No. 2003-321733

Documento de patente 2: Solicitud de patente japonesa sin examinar, primera publicacion No. 2004-256906

Documento de patente 3: Solicitud de patente japonesa sin examinar, primera publicacion No. H11-279691

Documento de patente 4: Solicitud de patente japonesa sin examinar, primera publicacion No. 2005-105367

Documento de patente 5: Solicitud de patente japonesa sin examinar, primera publicacion No. 2007-302918

Documento de patente 6: Solicitud de patente japonesa sin examinar, primera publicacion No. 2006-52455

Documento de patente 7: Solicitud de patente japonesa sin examinar, primera publicacion No. S63-293121

Documento de patente 8: Solicitud de patente japonesa sin examinar, primera publicacion No. S57-137453

Documento de patente 9: Solicitud de patente japonesa sin examinar, primera publicacion No. 2001-152287

Documento no de patente 1: Revision tecnica de Nissan, No. 57 (2005-9), pagina 4

Documento no de patente 2: CAMP-ISIJ volumen 13 (2000), pagina 411

Documento no de patente 3: CAMP-ISIJ volumen 5 (1992), pagina 1839

Documento no de patente 4: CAMP-ISIJ volumen 13 (2000), pagina 391

Divulgacion de los problemas de la invencion que deben ser resueltos por la invencion

La presente invencion considera las circunstancias anteriores, con el objeto de proporcionar una chapa de acero, una chapa de acero laminada en frfo de alta resistencia y una chapa de acero galvanizado de alta resistencia que tengan una resistencia a la traccion maxima de al menos 880 MPa, y tambien exhiben niveles superiores de soldabilidad, incluyendo capacidad de soldadura por puntos que es esencial para fabricar componentes para automoviles y similares, y conformabilidad tal como ductilidad y capacidad de expansion de orificios, asf como proporcionar un procedimiento de produccion que permita que los tipos anteriores chapas de acero sean fabricados en forma economica.

Medios para solucionar los problemas

Ya es bien conocido que mediante la utilizacion de una chapa de acero DP compuesta de ferrita y martensita, puede lograrse un alto grado de resistencia y superior ductilidad aun si la cantidad de elementos anadidos es pequena. Sin embargo, tambien se sabe que las chapas de acero DP compuestas de ferrita y martensita tambien sufren de pobre capacidad de expansion de orificios. Ademas, una tecnica conocida para incrementar la resistencia y lograr una alta resistencia que excede el 880 MPa incluye aumentar la fraccion de volumen de martensita mediante la adicion de una gran cantidad de C, que actua como la fuente para la martensita. Sin embargo, tambien se sabe que el incremento de la cantidad de C anadido tiende a provocar un dramatico deterioro asociado en la capacidad de soldadura por puntos. Por consiguiente, los inventores de la presente invencion centraron sus investigaciones en el intento de realizar una chapa de acero DP compuesta de ferrita y martensita que exhibiera tanto alta resistencia como superior capacidad de soldadura por puntos, propiedades que hasta ahora han sido consideradas incompatibles. En particular, los inventores intentaron fabricar una chapa de acero que tiene excelente capacidad de expansion de orificios y alta resistencia de porcion soldada asf como resistencia en el intervalo de 880 MPa a partir de una chapa de acero DP compuesta de ferrita y martensita.

Como resultado de intensa investigacion dirigida a lograr el objeto anterior, los inventores de la presente invencion descubrieron que en lugar de aumentar la fraccion de volumen de las microestructuras duras (martensita) contenidas con la microestructura de la chapa de acero, reduciendo el tamano de bloque que representa una unidad estructural de la martensita, una resistencia a la traccion maxima de al menos 880 MPa podrfa lograrse aun si la cantidad de C anadido se suprimiera a 01.% o menos. Ademas, debido a que esta tecnica provoca poco incremento en la fraccion de volumen de martensita, la relacion de parea superficial de las interfaces de microestructura blanda (ferrita) / microestructura dura (martensita), que actuan como sitios para la formacion de microhuecos durante los ensayos de expansion de orificios, puede reducirse mas que en aceros convencionales; de este modo, la chapa de acero

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tambien exhibe superior capacidad de expansion de orificios. Como resultado, fue capaz de ser fabricada una chapa de acero que exhibfa una combinacion de una pluralidad de propiedades que han probado convencionalmente ser extremadamente diffciles de lograr, a saber una combinacion de superior soldabilidad, capacidad de expansion de orificios, y conformabilidad por estiramiento.

En otras palabras, la presente invencion proporciona un acero que tiene una resistencia a la traccion maxima de al menos 880 MPa, y tambien exhibe excelente capacidad de soldadura por puntos, y conformabilidad tal como ductilidad y capacidad de expansion de orificios, asf como un procedimiento para fabricar dicha chapa de acero. Los aspectos principales de la presente invencion son como se describen a continuacion.

Una chapa de acero laminada en fno de alta resistencia que tiene excelente conformabilidad y soldabilidad de acuerdo a la presente invencion contiene, en terminos de % en masa, C: no menor que 0,05% y no mas que 0,095%, Cr: no menor que 0,15% y no mas que 2,0%, B: no menor que 0,0003% y no mas que 0,01%, Si: no menor que 0,3% y no mas que 2,0%, Mn: no menor que 1,7% y no mas que 2,6%, Ti: no menor que 0,005% y no mas que 0,14%, P: no mas que 0,03%, S: no mas que 0,01%, Al: no mas que 0,1%, N: menor que 0,005%, y 0: no menor que 0,0005% y no mas que 0,005%, y contiene como resto, hierro e impurezas inevitables, en la que la microestructura de la chapa de acero incluye principalmente ferrita poligonal que tiene un tamano de grano de cristal de no mas que 4 pm, y microestructuras duras de bainita y martensita, el tamano en bloque de la martensita es no mas que 0,9 pm, el contenido de Cr dentro de la martensita es 1,1 a 1,5 veces el contenido de Cr dentro de la ferrita poligonal, y la resistencia a la traccion es al menos 880 MPa.

La chapa de acero laminada en fno de alta resistencia que tiene excelente conformabilidad y soldabilidad de acuerdo a la presente invencion puede contener nada de Nb dentro del acero, y puede tener ninguna microestructura similar a una banda dentro de la microestructura de la chapa de acero.

La chapa de acero ademas puede incluir, en terminos de % en masa, uno o mas elementos seleccionados del grupo que consiste en Ni: menor que 0,05%, Cu: menor que 0,05%, y W: menor que 0,05%.

La chapa de acero ademas puede incluir, en terminos de % en masa, V: no menor que 0,01% y no mas que 0,14%.

Una chapa de acero galvanizado de alta resistencia que tiene excelente conformabilidad y soldabilidad de acuerdo a la presente invencion incluye la chapa de acero laminada en fno de alta resistencia de la presente invencion que se describe mas arriba, y un recubrimiento de galvanizado formado sobre la superficie de la chapa de acero laminada en fno de alta resistencia.

Una chapa de acero galvanizado por inmersion en caliente aleado de alta resistencia que tiene excelente conformabilidad y soldabilidad de acuerdo a la presente invencion incluye la chapa de acero laminada en fno de alta resistencia de la presente invencion que se describe mas arriba, y un recubrimiento de galvanizado por inmersion en caliente aleado formado sobre la superficie de la chapa de acero laminada en fno de alta resistencia.

Un procedimiento para fabricar una chapa de acero laminada en fno de alta resistencia que tiene excelente conformabilidad y soldabilidad de acuerdo a la presente invencion incluye: calentar una plancha de colada que contiene componentes qmmicos incorporados dentro de la chapa de acero laminada en fno de alta resistencia de la presente invencion que se describe mas arriba, calentando la plancha de colada directamente hasta una temperatura de 1200°C o mayor, o enfriando primero y calentando posteriormente la plancha de colada hasta una temperatura de 1200°C o mayor; someter la plancha de colada calentada a laminado en caliente en una relacion de reduccion de al menos 70% para obtener una chapa laminada en bruto; retener la chapa laminada en bruto durante al menos 6 segundos dentro de un intervalo de temperatura de 950 a 1080°C, y entonces someter la chapa laminada en bruto a laminado en caliente en condiciones en las que una relacion de reduccion es al menos 85% y una temperatura de acabado es 820 a 950°C, para obtener una chapa laminada en caliente; bobinar la chapa laminada en caliente dentro de un intervalo de temperatura de 630 a 400°C; lavar con acido la chapa laminada en caliente, y entonces someter la chapa laminada en caliente a laminado en fno en una relacion de reduccion de 40 a 70% para obtener una chapa de laminado en fno; y alimentar la chapa de laminado en fno a una lmea de procesamiento de recocido continuo, en la que la alimentacion de la chapa de laminado en fno a la lmea de procesamiento de recocido continuo comprende: elevar una temperatura de la chapa de laminado en fno a una velocidad de incremento de temperatura de no mas que 7°C/segundo, retener una temperatura de la chapa de laminado en fno en un valor de no menor que 550°C y no mas que una temperatura de punto de transformacion Ac1 durante un penodo de 25 a 500 segundos, posteriormente llevar a cabo recocido a una temperatura de 750 a 860°C, y entonces llevar a cabo el enfriamiento hasta una temperatura de 620°C a una velocidad de enfriamiento de no mas que 12°C/segundo, enfriar de 620°C a 570°C a una velocidad de enfriamiento de al menos 1°C/segundo, y entonces enfriar de 250 a 100°C a una velocidad de enfriamiento de al menos 5°C/segundo.

Un primer aspecto de un procedimiento para fabricar una chapa de acero galvanizado de alta resistencia que tiene excelente conformabilidad y soldabilidad de acuerdo a la presente invencion incluye: calentar una plancha de colada que contiene componentes qmmicos incorporados dentro de la chapa de acero laminada en fno de alta resistencia de la presente invencion que se describe mas arriba, calentando la plancha de colada directamente hasta una temperatura de 1200°C o mayor, o primero enfriando y calentando posteriormente la plancha de colada hasta una

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temperatura de 1200°C o mayor; someter la plancha de colada calentada a laminado en caliente en una relacion de reduccion de al menos 70% para obtener una chapa laminada en bruto; retener la chapa laminada en bruto durante al menos 6 segundos dentro de un intervalo de temperatura de 950 a 1080°C, y entonces someter la chapa laminada en bruto a laminado en caliente en condiciones en las que una relacion de reduccion es al menos 85% y una temperatura de acabado es 820 a 950°C, para obtener una chapa laminada en caliente; bobinar la chapa laminada en caliente dentro de un intervalo de temperatura de 630 a 400°C; lavar con acido la chapa laminada en caliente, y entonces someter la chapa laminada en caliente a laminado en frfo en una relacion de reduccion de 40 a 70% para obtener una chapa de laminado en frfo; y alimentar la chapa de laminado en frfo a una lfnea de procesamiento de galvanizado por inmersion en caliente continua, en la que la alimentacion de la chapa de laminado en frfo a la lfnea de procesamiento de galvanizado por inmersion en caliente continua comprende: elevar una temperatura de la chapa de laminado en frfo a una velocidad de incremento de temperatura de no mas que 7°C/segundo, retener una temperatura de la chapa de laminado en frfo en un valor de no menor que 550°C y no mas que una temperatura de punto de transformacion Ac1 durante un perfodo de 25 a 500 segundos, posteriormente llevar a cabo recocido a una temperatura de 750 a 860°C, enfriar de una temperatura de calentamiento maxima durante el recocido hasta una temperatura de 620°C a una velocidad de enfriamiento de no mas que 12°C/segundo, enfriar de 620°C a 570°C a una velocidad de enfriamiento de al menos 1°C/segundo, sumergir la chapa de laminado en frfo en un bano de galvanizado, y entonces enfriar de 250 a 100°C a una velocidad de enfriamiento de al menos 5°C/segundo.

Un segundo aspecto de un procedimiento para fabricar una chapa de acero galvanizado de alta resistencia que tiene excelente conformabilidad y soldabilidad de acuerdo a la presente invencion incluye: someter la chapa de acero laminada en frfo fabricada mediante el procedimiento mencionado mas arriba para fabricar una chapa de acero laminada en frfo de alta resistencia que tenga excelente conformabilidad y soldabilidad de acuerdo a la presente invencion a electrodeposicion a base de zinc.

Un procedimiento para fabricar una chapa de acero galvanizado por inmersion en caliente aleado de alta resistencia que tiene excelente conformabilidad y soldabilidad de acuerdo a la presente invencion incluye: calentar una plancha de colada que contiene componentes qufmicos incorporados dentro de la chapa de acero laminada en frfo de alta resistencia de la presente invencion que se describe mas arriba, calentando la plancha de colada directamente hasta una temperatura de 1200°C o mayor, o primero enfriando y posteriormente calentando la plancha de colada hasta una temperatura de 1200°C o mayor; someter la plancha de colada calentada a laminado en caliente en una relacion de reduccion de al menos 70% para obtener una chapa laminada en bruto; retener la chapa laminada en bruto durante al menos 6 segundos dentro de un intervalo de temperatura de 950 a 1080°C, y entonces someter la chapa laminada en bruto a laminado en caliente en condiciones en las que una relacion de reduccion es al menos 85% y una temperatura de acabado es 820 a 950°C, para obtener una chapa laminada en caliente; bobinar la chapa laminada en caliente dentro de un intervalo de temperatura de 630 a 400°C; lavar con acido la chapa laminada en caliente, y entonces someter la chapa laminada en caliente a laminado en frfo en una relacion de reduccion de 40 a 70% para obtener una chapa de laminado en frfo; y alimentar la chapa de laminado en frfo a una lfnea de procesamiento de galvanizado por inmersion en caliente continua, en la que la alimentacion de la chapa de laminado en frfo a la lfnea de procesamiento de galvanizado por inmersion en caliente continua comprende: elevar una temperatura de la chapa de laminado en frfo a una velocidad de incremento de temperatura de no mas que 7°C/segundo, retener una temperatura de la chapa de laminado en frfo en un valor de no menor que 550°C y no mas que una temperatura de punto de transformacion Ac1 durante un perfodo de 25 a 500 segundos, posteriormente llevar a cabo recocido a una temperatura de 750 a 860°C, enfriar de una temperatura de calentamiento maxima durante el recocido hasta una temperatura de 620°C a una velocidad de enfriamiento de no mas que 12°C/segundo, enfriamiento de 620°C a 570°C a una velocidad de enfriamiento de al menos 1°C/segundo, sumergir la chapa de laminado en frfo en un bano de galvanizado, llevar a cabo un tratamiento de recocido posterior al galvanizado a una temperatura de al menos 460°C, y entonces enfriar de 250 a 100°C a una velocidad de enfriamiento de al menos 5°C/segundo.

Efecto de la invencion

Como se describe mas arriba, de acuerdo a la presente invencion, al controlar los componentes de una chapa de acero y las condiciones de recocido, puede formarse una chapa de acero de alta resistencia con buena estabilidad que tiene una resistencia a la traccion maxima de al menos 880 MPa, y combinando la excelente capacidad de soldadura por puntos con superior conformabilidad tal como ductilidad y capacidad de expansion de orificios. La chapa de acero de alta resistencia de la presente invencion incluye no solo una tfpica chapa de acero laminada en frfo y chapa de acero galvanizado, sino tambien chapas de acero recubiertas con diversos otros recubrimientos tal como una chapa de acero recubierta con Al. La capa de recubrimiento de la chapa de acero galvanizado puede ser Zn puro, o puede incluir otros elementos tal como Fe, Al, Mg, Cr, o Mn.

Breve descripcion de los dibujos

La FIG. 1 es una vista esquematica que ilustra un ejemplo de un grano de cristal de martensita dentro de una chapa de acero de la presente Invencion.

La FIG. 2 es una fotograffa de microscopio optico que muestra microestructuras similares a bandas.

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La FIG. 3 (b) es una imagen SEM EBSP de la microestructura de un acero de acuerdo a la presente invencion, y

La FIG. 3 (c) es un diagrama que ilustra la relacion entre el color (escala de grises) y la orientacion de los cristales

de cada una de las microestructuras que se muestran en las imagenes SEM EBSP.

Mejor modo para llevar a cabo la invencion

A continuacion se presenta una descripcion detallada de las realizaciones de la presente invencion. Durante sus investigaciones, los inventores de la presente invencion primero centraron su atencion en los siguientes puntos.

En gran parte de la investigacion llevada a cabo hasta ahora, debido a que es extremadamente diffcil aumentar la dureza de la martensita, el aumento de la dureza del acero se ha centrado generalmente en el aumento de la fraccion de volumen de martensita. Como resultado, el contenido de C se incremento considerablemente. Ademas, debido a que las microestructuras duras causan un deterioro de la capacidad de expansion de orificios, las investigaciones sobre capacidad de expansion de orificios se han centrado en la negacion de cualquier efecto adverso por la eliminacion de microestructuras duras, o por la mejora de estos efectos adversos ablandando las microestructuras duras. Por consiguiente, en los metodos convencionales, debido a que se incrementa el contenido de C, ha sido inevitable la soldabilidad inferior. Debido a los problemas que se describen mas arriba derivan de la dificultad asociada con el aumento de la dureza de la martensita, los inventores de la presente invencion centraron su investigacion en tecnicas para aumentar la dureza de la martensita

En primer lugar, se realizo una investigacion de los factores que controlan la resistencia de la microestructura de martensita. Ya es bien sabido que la dureza (resistencia) de las microestructuras de martensita depende del contenido de C solubilizado en solido dentro de la martensita, el tamano de grano de cristal, el fortalecimiento de la precipitacion debido a los carburos, el fortalecimiento de dislocacion. Ademas, investigaciones recientes han revelado que la dureza de una microestructura de martensita es dependiente del tamano de grano de cristal, y particularmente del tamano de bloque que es un ejemplo de unidades estructurales que constituyen la martensita. : Por consiguiente, en lugar de aumentar la fraccion de volumen de martensita, los inventores desarrollaron el concepto de endurecer la martensita mediante la reduccion del tamano de bloque; asegurando, de este modo, la dureza favorable.

Ademas, en terminos de capacidad de expansion de orificios, los inventores de la presente invencion concibieron una nueva tecnica en la que en vez de ablandar las microestructuras duras que provocan deterioro en la capacidad de expansion de orificios, ase adopto una metodologfa completamente opuesta a las tecnicas convencionales en que ademas se mejoro la resistencia de las microestructuras duras; permitiendo, de este modo, que la fraccion de volumen se reduzca, lo que provoco una reduccion en el numero de sitios de formacion de grietas tras la prueba de expansion de orificios y permitio una mejora en la capacidad de expansion de orificios, y los inventores entonces llevaron a cabo una investigacion intensiva en esta nueva tecnica. Primero, como resultado de su intensa investigacion, los inventores de la presente invencion descubrieron que la propagacion de grietas durante el moldeo por expansion de orificios de una chapa de acero que incluye microestructuras suaves y microestructuras duras es causada por la formacion de defectos microscopicos (microhuecos) en las interfaces entre las microestructuras suaves y las microestructuras duras, y la interconexion de estos micro-huecos. Por consiguiente, los inventores concibieron que, ademas de la tecnica convencional de supresion de la formacion de microhuecos en las interfaces mediante la reduccion de la diferencia en la dureza entre las microestructuras suaves y las microestructuras duras, tambien podrfa utilizarse una nueva tecnica en la que la interconexion de los micro-huecos podrfa inhibirse mediante la reduccion de la fraccion de volumen de microestructuras duras.

Como resultado, los inventores descubrieron que mediante la limitacion del tamano de bloque de martensita a no mas que 0,9 pm, podrfa lograrse un incremento significativo en la resistencia (dureza) de las microestructuras duras, mientras al mismo tiempo, deterioro en otras propiedades resultante de la mejora en la capacidad de expansion de orificios podrfa mejorarse, incluyendo cualquier disminucion en la resistencia debido al reblandecimiento de las microestructuras duras, deterioro de la capacidad de soldadura por puntos, debido al aumento en el contenido de C causado por el aumento en la fraccion de volumen de las microestructuras duras requeridas a fin de lograr el endurecimiento satisfactorio con microestructuras duras mas suaves, y deterioro en la ductilidad debido a un aumento en la fraccion de microestructura dura.

Ademas, debido a que la resistencia satisfactoria puede lograrse aun son una fraccion de volumen relativamente pequena de las microestructuras duras, la fraccion de volumen de ferrita puede incrementarse. Esto significa que tambien puede obtenerse un alto grado de ductilidad.

Al mismo tiempo, el incremento de la resistencia mediante la reduccion del tamano de grano la ferrita puede utilizarse en combinacion con la tecnica anterior, y los inventores descubrieron que aun si la fraccion de volumen de las microestructuras duras se suprimiera, a saber aun si la cantidad de C anadido se limitara a no mas que 0,1%, una resistencia a la traccion maxima de al menos 880 MPa aun serfa alcanzable, y la soldabilidad tambien serfa excelente.

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En la presente invencion, una de las caractensticas mas importantes es la reduccion del tamano de bloque de martensita a no mas que 0,9 pm.

Los inventores de la presente invencion investigaron por primera vez varias tecnicas para aumentar la resistencia de martensita. Ya es bien sabido que la dureza (resistencia) de las microestructuras de martensita depende del contenido de C solubilizado en solido dentro de la martensita, el tamano de grano de cristal, el fortalecimiento de la precipitacion debido a los carburos, y el fortalecimiento de la dislocacion. Ademas, investigaciones recientes han revelado que la dureza de una microestructura de martensita es dependiente del tamano de grano de cristal, y en particular del tamano de bloque que es un ejemplo de unidades estructurales que constituyen la martensita.

Por ejemplo, como se ilustra en la representacion esquematica de la FIG. 1, la martensita tiene una estructura jerarquica compuesta de un numero de unidades estructurales. La microestructura de martensita incluye grupos de listones muy finos que tienen la misma orientacion (variantes), que son conocidos como bloques, y paquetes que se componen de una serie de estos bloques. Un paquete se compone de un maximo de 6 bloques con una relacion de orientacion espedfica (K-S / relacion de Kurdjumov-Sachs). En general, la observacion bajo un microscopio optico es incapaz de distinguir los bloques que tienen variantes con diferencia minima en la orientacion de los cristales, por ello, un par de bloques con variantes con diferencia minima en la orientacion de los cristales a veces puede definirse como un solo bloque. En tales casos, un paquete esta compuesto por tres bloques. Sin embargo, el tamano de bloque de un bloque de martensita con orientacion de cristales identica es muy grande, y esta por lo general dentro de un intervalo de varios gramos a varias decenas de pm. Como resultado, en una delgada chapa de acero en la que la microestructura de la chapa de acero ha sido controlada para fabricar una microestructura de grano fino de no mas que varios pm, el tamano de los granos de martensita individuales que funcionan como las microestructuras de fortalecimiento tambien es de no mas que varios pm, y los granos de martensita individuales estan compuestos de un solo bloque. Por consiguiente, se descubrio que en aceros convencionales, el fortalecimiento de granos finos en martensita no esta siendo utilizado de manera satisfactoria. En otras palabras, los inventores descubrieron que al reducir aun mas el tamano de los bloques de martensita que existen dentro de la chapa de acero, la resistencia de la martensita podna ser mejorada aun mas, y una alta resistencia que excede el 980 MPa podna alcanzarse incluso si la cantidad de C anadido dentro de la chapa de acero se suprimiera a menor que 0,1%.

La FIG. 3 muestra imagenes SEM EBSP de las microestructuras de un acero tfpico (acero convencional) y un acero de la presente invencion. En las chapas de acero de alta resistencia que excede los 880 MPa, debido a que la microestructura de la chapa de acero es comparativamente pequena, y la resolucion satisfactoria no puede alcanzarse utilizando un microscopio optico, se realizaron mediciones usando un procedimiento de SEM EBSP. Como se explica en la FIG. 3 (c), el color (escala de grises) de cada microestructura se corresponde con la orientacion de los cristales para esa microestructura. Ademas, los lfmites de grano en los que la diferencia de orientacion es de 15° o mas se muestran como lmeas negras. Como es evidente por la FIG. 3 (a), las microestructuras de martensita dentro de un acero tfpico (acero convencional) a menudo estan compuestas de un solo bloque, y el tamano del bloque es grande. En oposicion, como puede verse en la FIG. 3 (b), en el acero de la presente invencion, el tamano del bloque es pequeno, y la microestructura de martensita se compone de una pluralidad de bloques.

Mediante la reduccion del tamano de bloque de martensita de esta manera, puede lograrse una alta resistencia que excede los 980 MPa aun si la cantidad de C anadido se reduce a menor que 0,1%. Como resultado, la fraccion de volumen de la martensita puede suprimirse hasta un nivel bajo, y puede reducirse el numero de interfaces de ferrita-martensita que actuan como sitios de formacion de microhuecos durante el ensayo de expansion de orificios, lo que es eficaz en la mejora de la capacidad de expansion de orificios. Alternativamente, debido a que se puede asegurar una resistencia predeterminada sin aumentar la cantidad de anadido C, la cantidad de C anadido al acero puede reducirse; permitiendo de este modo una mejora en la capacidad de soldadura por puntos.

En esta descripcion, el tamano de bloque de martensita describe la longitud (anchura) en toda la direccion perpendicular a la direccion longitudinal (direccion mas larga) del bloque. El motivo para restringir el tamano de bloque de martensita a no mas que 0,9 pm es que se observaron los aumentos mas marcados en la resistencia de la martensita cuando el tamano se redujo a no mas que 0,9 pm. Por consiguiente, este tamano de bloque es preferentemente no mas que 0,9 pm. Si el tamano de bloque excede los 0,9 pm, entonces el efecto de fortalecimiento resultante del aumento de la dureza de las microestructuras de martensita se hace dificil obtener; por ello, la cantidad de C anadido debe incrementarse, lo que conduce al deterioro indeseable en las propiedades de soldabilidad por puntos y capacidad de expansion de orificios. El tamano del bloque es preferentemente de 0,7 pm o mas pequeno, y mas preferentemente de 0,5 pm o mas pequeno.

La formacion de ferrita que representa la fase principal de la microestructura de la chapa de acero como una ferrita poligonal, y restringiendo el tamano de grano de cristal de esa ferrita poligonal a un valor de no mas que 4 pm son tambien caractensticas importantes. La importancia de estas caractensticas radica en el hecho de que mediante el fortalecimiento de la ferrita, La fraccion de volumen de la martensita necesaria para asegurar la resistencia deseada se puede reducir, la cantidad de C anadido se puede reducir, y la proporcion de interfaces de ferrita-martensita que actuan como sitios de formacion de microhuecos durante la prueba de expansion de orificios tambien puede ser

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reducida. El motivo para restringir el tamano de grano de cristal de la ferrita poligonal de la fase principal a no mas que 4 pm es que dichos tamanos permiten que la cantidad de C anadido sea suprimida a no mas que 0,095% en masa, sin dejar de lograr una resistencia a la traccion de maxima de al menos 880 MPa y propiedades favorables de capacidad de expansion de orificios y soldabilidad. Estos efectos son mas marcados cuando el tamano de grano de cristales de ferrita esta restringido a no mas que 4 pm, y por ello el tamano de grano de cristal lfmite se establece en no mas que 4 pm. Un tamano de grano de cristal de 3 pm o menos es aun mas deseable.

Por otro lado, los granos ultra finos en los que el tamano de grano de cristal es menor que 0,6 pm tambien son indeseables, ya que no son solo economicamente inviables, sino tambien son propensos a reducciones en el valor n y elongacion uniforme, y tienden a sufrir conformabilidad por estiramiento y ductilidad inferiores. Por estos motivos, el tamano de grano de cristal es preferentemente al menos 0,6 pm.

En la presente invencion, el termino " ferrita poligonal " se refiere a granos de ferrita que los cuales la relacion de aspecto de grano de cristal (= tamano de grano de cristal de ferrita en la direccion / tamano de grano de ferrita de cristal en la direccion del espesor de la chapa) es no mas que 2,5. La observacion de la microestructura de acero se lleva a cabo desde una direccion perpendicular a la direccion de laminado, y si la relacion de aspecto de al menos 70% del volumen total de los granos de de la fase principal de ferrita es no mas que 2,5, entonces la fase principal se considerara que se compone de una ferrita poligonal. Por otro lado, la ferrita cuya relacion de aspecto excede el 2,5 se conoce como ferrita alargada."

El motivo para especificar que la microestructura de la chapa de acero incluye principalmente ferrita poligonal es que dicha microestructura asegura un nivel favorable de ductilidad. Debido a que la chapa de acero de la presente invencion es fabricada mediante el laminado en frfo de una chapa laminada en caliente y entonces llevando a cabo recocido, si el nivel de recristalizacion durante la etapa de recocido es inadecuada, entonces en el estado de laminado en frfo, permanecera la ferrita que es alargada en la direccion de laminado. Estas microestructuras de ferrita alargada a menudo incluyen una gran cantidad de dislocacion, y por ello exhiben pobre conformabilidad e inferior ductilidad. Por consiguiente, la fase principal de la microestructura de la chapa de acero debe estar compuesta de una ferrita poligonal. Ademas, aun para una ferrita que ha pasado por satisfactoria recristalizacion, si las microestructuras de ferrita alargada estan orientadas a lo largo de la misma direccion, entonces durante la deformacion por traccion o deformacion por expansion de orificios, puede producirse deformacion localizada en porciones dentro de los granos de cristal o en las interfaces que se contactan con las microestructuras duras. Como resultado, ase promueven la formacion de microhuecos y interconexion, que tienen a provocar deterioro en la capacidad de flexion, capacidad de expansion de orificios, y conformabilidad de reborde por estiramiento. Por estos motivos, una ferrita poligonal es preferente como la ferrita.

Aquf, ferrita se refiere a la ferrita recristalizada que se forma durante el recocido, o ferrita transformada que se genera durante el proceso de enfriamiento. En la chapa de acero laminada en frfo de la presente invencion, debido a que los componentes de la chapa de acero y las condiciones de produccion son estrictamente controlados, el crecimiento de la ferrita recristalizada se suprime mediante la adicion de Ti al acero, mientras que el crecimiento de la ferrita transformada se suprime por la adicion de Cr o Mn al acero. En cualquier caso, el tamano del grano de ferrita es pequeno, donde el tamano de grano de cristal no excede los 4 pm, y por ello la ferrita puede incluir ferrita recristalizada o ferrita transformada. Ademas, aun en el caso de microestructuras de ferrita que incluyen una gran cantidad de dislocaciones, en la chapa de acero laminada en frfo de la presente invencion, debido al control estricto de los componentes de la chapa de acero, las condiciones de laminado en caliente, y las condiciones de recocido permiten que las microestructuras de ferrita se mantengan pequenas y que se evite la degradacion en la ductilidad, el acero tambien puede incluir dichas microestructuras de ferrita que contienen dislocaciones, si la fraccion de volumen es menor que 30%.

En la presente invencion, la ferrita preferentemente incluye ninguna ferrita bainftica. La ferrita bainftica incluye una gran cantidad de dislocaciones, y por ello tiende a provocar un deterioro en la ductilidad. Por consiguiente, la ferrita es preferentemente una ferrita poligonal.

La razon para especificar martensita como las microestructuras duras es permitir una resistencia a la traccion maxima de al menos 880 MPa que debe ser alcanzada mientras se suprime la cantidad de C agregado. Generalmente, la bainita y martensita templada son mas suaves que la martensita recien generada que no ha sido templada. Como resultado, si se utilizan bainita o martensita templada para las microestructuras duras, entonces la resistencia del acero disminuye en forma significativa; por ello, la fraccion de volumen de microestructuras duras debe incrementarse aumentando la cantidad de C anadido, para asegurar el nivel de resistencia deseado. Esto da como resultado un deterioro indeseable en la soldabilidad. Sin embargo, si la martensita que tiene un tamano de bloque de no mas que 0,9 pm esta incluida como la microestructura dura, el acero tambien puede incluir microestructuras de bainita en la fraccion de volumen de menor que 20%. Ademas, el acero tambien puede incluir microestructuras de cementita o perlita dentro de las cantidades que no provocan ninguna reduccion en la resistencia del acero.

Ademas, si se toma en consideracion asegurar una resistencia a la traccion maxima de al menos 880 MPa, entonces es esencial incluir las microestructuras duras que se describen mas arriba, y el contenido de C de la chapa de acero debe restringirse a un nivel que no provoque ningun deterioro en la soldabilidad, a saber una cantidad que no

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exceda el 0,095%, si bien el acero tambien debe incluir las microestructuras duras anteriores.

La martensita preferentemente tiene una configuracion poligonal. La martensita que es alargada en la direccion de laminado o existe mientras tiene forma similar a una aguja tiende a provocar la acumulacion heterogenea de tension y deformacion, promueve la formacion de micro-huecos, y se puede vincular a un deterioro de la capacidad de expansion de orificios. Por estos motivos, la configuracion de la colonia de microestructura dura es preferentemente una configuracion poligonal.

En la microestructura de la chapa de acero, la fase principal debe ser una ferrita. Esto se debe porque la utilizar una ferrita altamente ductil como la fase principal, puede lograrse una combinacion de superior ductilidad y capacidad de expansion de orificios. Si la fraccion de volumen de ferrita cae debajo de 50%, entonces la ductilidad tiende a disminuir en forma significativa. Por este motivo, la fraccion de volumen de ferrita debe ser al menos 50%. Por otro lado, si la fraccion de volumen de ferrita excede el 90%, entonces asegurar una resistencia a la traccion maxima de al menos 880 MPa se hace diffcil, y por ello el lfmite superior para la fraccion de volumen de ferrita se establece en 90%. A fin de lograr un equilibrio particularmente superior de ductilidad y capacidad de expansion de orificios, la fraccion de volumen preferentemente esta dentro de un intervalo de 55 a 85%, y aun mas preferentemente de 60 a 80%.

Por otro lado, por los mismos motivos que se describen mas arriba, la fraccion de volumen de microestructuras duras debe restringirse a menor que 50%. Esta fraccion de volumen de microestructuras duras preferentemente esta dentro de un intervalo de 15 a 45%, y mas preferentemente de 20 a 40%.

Ademas, el interior de la martensita preferentemente contiene nada de cementita. La precipitacion de cementita en el interior de la martensita provoca una reduccion en el C solubilizado en solido dentro de la martensita, que da como resultado una reduccion en la resistencia. Por este motivo, el interior de la martensita preferentemente contiene nada de cementita.

Por otro lado, la austenita residual puede estar incluida entre los listones de martensita, en contacto adyacente con la microestructura de martensita, o dentro de las microestructuras de ferrita. Esto se debe a que al austenita residual se transforma en martensita cuando se somete a deformacion, y: por ello contribuye con el fortalecimiento del acero.

Sin embargo, debido a que la austenita residual incorpora una gran cantidad de C, la existencia de austenita residual en exceso puede provocar una reduccion en la fraccion de volumen de la martensita. Por este motivo, el lfmite superior para la fraccion de volumen de austenita residual es preferentemente 3%.

En la presente invencion, una microestructura mixta de ferrita y cementita no disuelta obtenida cuando se lleva a cabo el recocido en un intervalo de temperatura inferior al valor Ac1 se clasifica como una microestructura de fase simple de ferrita. La razon para esta clasificacion es que debido a que la microestructura de la chapa de acero contiene nada de perlita, bainita, martensita o, no puede obtenerse ningun fortalecimiento estructural a partir de estas microestructuras, y la microestructura es, por ello clasificada como una microestructura de fase unica de ferrita. Por consiguiente, esta microestructura no representa una microestructura de la chapa de acero laminada en frfo de acuerdo a la presente invencion.

Para cada fase de la microestructura anterior, la identificacion de ferrita, perlita, cementita, martensita, bainita, austenita, y otras microestructuras residuales, la observacion de la posicion de las microestructuras, y las mediciones de relaciones de area de superficie pueden llevarse a cabo utilizando cualquiera de un microscopio optico, un microscopio electronico de barrido (SEM), o un microscopio electronico de transmision (TEM). En este tipo de investigacion, una seccion transversal a lo largo de la direccion de laminado de la chapa de acero o una seccion transversal en una direccion ortogonal a la direccion de laminado puede ser grabada usando un reactivo de Nital o un reactivo que se describe en la Solicitud de Patente Japonesa sin examinar, primera publicacion No. S59-219473, y entonces cuantificada mediante inspeccion con un aumento de 1000 veces en un microscopio optico, o inspeccion con un aumento de 1.000 a 100.000 veces utilizando un microscopio electronico de transmision o de barrido. En la presente invencion, la observacion se llevo a cabo con un aumento de 2.000 veces utilizando un microscopio electronico de barrido, se midieron 20 campos de vision, y se utilizo el metodo de conteo de puntos para determinar la fraccion de volumen.

En cuanto a la medicion del tamano de bloque de martensita, se observo la microestructura utilizando un metodo de FE-SEM EBSP y se determinaron las orientaciones de cristal; de este modo, se midio el tamano de bloque. En la chapa de acero de la presente invencion, debido a que el tamano de bloque de martensita es considerablemente menor que el de los aceros convencionales, se debe tener cuidado para asegurar que el incremento establecido sea un valor pequeno adecuado durante el analisis FESEM EBSP. En la presente invencion, el barrido se lleva a cabo tfpicamente en un incremento de 50 nm, se analizo la microestructura de cada microestructura de grano de martensita, y se determino el tamano de bloque.

La razon para especificar el contenido de Cr dentro de la martensita como 1,1 a 1,5 veces el contenido de Cr dentro de la ferrita poligonal es que cuando se concentra Cr dentro de la martensita o austenita que existe antes de su transformacion en martensita, puede asegurarse un mayor nivel de resistencia reduciendo el tamano de bloques de martensita, y la resistencia de las uniones soldadas se puede aumentar mediante la supresion de cualquier

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ablandamiento del acero durante la soldadura. Durante la etapa de laminado en caliente o el calentamiento conducido despues del recocido luego del laminado en trio, el Cr concentrado dentro de la cementita previene el engrosamiento de cementita; permitiendo, de este modo, que el tamano de bloque de martensita sea reducido, y esto contribuye con una mejora en la resistencia. Durante el recocido, la cementita se transtorma en austenita, y el Cr, por ello, incorporado dentro de la cementita es heredado por la austenita. Ademas, esta austenita entonces se transtorma en martensita durante el entriamiento llevado a cabo despues de la etapa de recocido. Por consiguiente, el contenido de Cr dentro de la martensita se debe establecer en 1,1 a 1,5 veces el contenido de Cr dentro de la territa poligonal.

Ademas, el Cr concentrado dentro de la martensita suprime el ablandamiento de las porciones soldadas y aumenta la resistencia de las uniones soldadas. Por lo general, cuando la soldadura por puntos, soldadura de arco, o soldadura por laser se lleva a cabo, las partes soldadas se calientan y las partes tundidas se entrfan rapidamente, por ello, la martensita se convierte en la principal microestructura dentro de la union. Sin embargo, las regiones circundantes (las porciones atectadas por el calor) se calientan hasta una temperatura alta y se someten a un tratamiento de templado. Como resultado, la martensita se templa y se ablanda en torma signiticativa. Por otro lado, si se anade una gran cantidad de un elemento que torma carburos de aleacion tales como carburo de aleacion de Cr (Cr23C6), entonces estos carburos precipitan durante el tratamiento termico; permitiendo, de este modo, una supresion de cualquier ablandamiento. Mediante la concentracion de Cr dentro de la martensita en la torma que se describe mas arriba, el ablandamiento de porciones soldadas puede del suprimirse, y la resistencia de las uniones soldadas se puede mejorar mas. Sin embargo, si el Cr se incorpora de manera unitorme en todo el acero, entonces la precipitacion de los carburos de aleacion toma un tiempo considerable, o existe una reduccion en el etecto de suprimir el ablandamiento, y: por ello, en la presente invencion, con el tin de mejorar aun mas el etecto de suprimir el ablandamiento de las porciones soldadas, el tratamiento de concentracion de Cr se lleva a cabo en lugares especfticos durante las etapas laminado en caliente y calentamiento por recocido; mejorando, de este modo, la resistencia de la union soldada logrado como resultado de suprimir el ablandamiento, incluso en el caso de un tratamiento termico corto tal como soldadura.

El contenido de Cr dentro de la martensita y territa poligonal pude medirse por EPMA o CMA en un aumento de 1000 a 10000 veces. Debido a que el tamano de grano de cristal de la martensita incorporada dentro del acero de la presente invencion es no mas que 4 pm, y por ello, relativamente pequeno, el diametro del punto del haz debe reducirse tanto como sea posible cuando se mide la concentracion de Cr dentro de los granos de cristal. En la investigacion llevada a cabo por la presente invencion, el analisis tue realizado por EPMA, con un aumento de 3.000 veces y utilizando un diametro de punto de 0,1 pm.

En la presente invencion, la relacion de dureza entre la martensita y la territa (a saber, dureza de martensita / dureza de territa poligonal) es preterentemente 3 o mayor. El motivo de esta preterencia es que mediante el incremento dramatico de la dureza de la martensita en comparacion con la territa, puede lograrse una resistencia a la traccion maxima de al menos 880 MPa con una pequena cantidad de martensita. Como resultado, pueden lograrse mejoras en la soldabilidad y capacidad de expansion de oriticios del acero.

En oposicion, en una chapa de acero que contiene microestructuras de martensita con tamanos de bloques mas grandes, la relacion de dureza entre la martensita y la territa es aproximadamente 2,5, que es comparativamente pequeno en comparacion con el acero de la presente invencion que tiene bloques de martensita mas pequenos. Como resultado, en los aceros tfpicos, la traccion de volumen de martensita se incrementa y la capacidad de expansion de oriticios se deteriora. Alternativamente, la cantidad de C anadido puede ser incrementado para aumentar la traccion de volumen de martensita, pero esto resulta en soldabilidad interior.

La dureza de la martensita y territa se puede medir por un procedimiento de medicion de protundidad de penetracion utilizando un medidor de dureza dinamica, o por un procedimiento de medicion de tamano de indentacion que combina un nanoindentador y un SEM.

En la investigacion de la presente invencion, un metodo de medicion de protundidad de penetracion que utilizo un medidor de microdureza dinamico que tiene un indentador piramidal de tipo triangular de Berkovich se utilizo para medir los valores de dureza. En pruebas preliminares, las mediciones de dureza se realizaron utilizando una variedad de diterentes cargas, se comprobo la relacion entre la dureza, tamano de indentacion, propiedades de tension, y capacidad de expansion de oriticios, y las mediciones entonces se realizaron a una carga de penetracion de 0,2 gt. La razon para utilizar un metodo de medicion de penetracion de protundidad se debe a que el tamano de las microestructuras de martensita que existen dentro del acero de la presente invencion es no mas que 3 pm, el cual representa un valor extremadamente pequeno, y si la dureza se mide utilizando un probador de Vickers mas tfpico, entonces el tamano de indentacion serfa mas grande que el tamano de martensita., por ello, es sumamente ditfcil medir la dureza de unicamente las microestructuras de martensita tinas. Alternativamente, el tamano de la indentacion serfa tan pequeno que serfa ditfcil de medir con precision el tamano bajo un microscopio. En la presente invencion, se hicieron 1.000 indentaciones, se determino una distribucion de dureza, entonces se condujo una transtormada de Fourier para calcular la dureza media de cada microestructura individual, y se calculo la relacion entre la dureza que corresponde con la territa (DHTF) y la dureza que corresponde con la martensita (DHTM), a saber, la relacion de DHTM / DHTF.

Debido a que las microestructuras de bainita incorporadas dentro de la microestructura de acero son mas blandas que las microestructuras de martensita, es diffcil utilizar estas microestructuras de bainita como factor principal en la determinacion de la resistencia a la traccion maxima y capacidad de expansion de orificios. Por consiguiente, en la presente invencion, solamente se evaluo la diferencia en la dureza entre la ferrita mas blanda y la martensita mas 5 dura. Independientemente de la dureza de las microestructuras de bainita, si la relacion de dureza de la martensita respecto de la ferrita cae dentro del intervalo especificado, pueden lograrse superior capacidad de expansion de orificios y conformabilidad que representan efectos de la presente invencion.

En la chapa de acero laminada en frfo de la presente invencion, la resistencia a la traccion (TS) es al menos 880 MPa. Si la resistencia es menor que este valor, entonces la resistencia puede asegurarse aun cuando la cantidad de 10 C anadido dentro de la chapa de acero se restringe a no mas que 0,1% en masa, y deterioro en la capacidad de soldadura por puntos puede prevenirse. Sin embargo, cuando cada uno de los elementos se incorpora en la cantidad especificada por las condiciones de la presente invencion, y la microestructura del acero satisface las condiciones prescritas en la presente invencion, una chapa de acero puede obtenerse que tiene una resistencia a la traccion (TS) de al menos 880 MPa, y tambien exhibe un equilibrio superior balance entre la ductilidad, conformabilidad por 15 estiramiento, capacidad de expansion de orificios, capacidad de flexion, conformabilidad de reborde por estiramiento, y soldabilidad.

A continuacion se presenta una descripcion de los motivos para restringir las cantidades de los componentes dentro de la chapa de acero de la presente invencion.

En la siguiente descripcion, a menor que se establezca lo contrario, los valores de % de cada componente 20 representan valores de "% en masa".

La microestructura de la chapa de acero de la presente invencion solamente puede ser fabricada llevando a cabo una adicion combinada de C, Cr, Si, Mn, Ti, y B, y controlando las condiciones de laminado en caliente y recocido s dentro de los intervalos prescritos. Ademas, debido a que las funciones de cada uno de estos elementos difieren, todos estos elementos deben anadirse en combinacion.

25 (C: no menor que 0,05% y no mas que 0,095%)

C es un elemento esencial para el fortalecimiento estructural utilizando martensita.

Si la cantidad de C es menor que 0,05%, entonces se hace diffcil lograr la fraccion de volumen de la martensita necesaria para asegurar una resistencia a la traccion de al menos 880 MPa, y por ello el lfmite inferior de C se establece en 0,05%. En oposicion, el motivo para restringir el contenido de C a no mas que 0,095% es debido a que 30 si la cantidad de C excede el 0,095%, entonces el deterioro en la relacion de ductilidad, que esta representado por la relacion entre la resistencia de union en un ensayo de resistencia a la fatiga por traccion y la resistencia de la union en un ensayo de resistencia a la traccion cruzada, tiende a deteriorarse en forma marcada. Por estos motivos, el contenido de C debe estar dentro de un intervalo de 0,05 a 0,095%.

(Cr: no menor que 0,15% y no mas que 2,0%)

35 Cr no es solo un elemento de fortalecimiento, sino tambien en forma significativa reduce el tamano de bloque de martensita dentro de la microestructura de la chapa de laminado en frfo que representa el producto final mediante el control de las microestructura dentro de la chapa laminada en caliente. Por ello, Cr es un elemento muy importante en la presente invencion Especfficamente, en la etapa de laminado en caliente, los carburos de Cr precipitan con TiC y TiN actuando como nucleos. Posteriormente, incluso si precipita cementita, el Cr se concentra dentro de la 40 cementita durante el recocido llevado a cabo despues del laminado en frfo. Estos carburos que contienen Cr son termicamente mas estables que los carburos tfpicos a base de hierro (cementita). Como resultado, el engrosamiento de los carburos durante el calentamiento llevado a cabo durante el posterior proceso de laminado en frfo- recocido puede suprimirse. Esto significa que, en comparacion con un acero tfpico, existe una multitud de carburos muy finos dentro del acero a temperaturas justo por debajo del punto de transformacion Ac1 durante el recocido. Cuando la 45 chapa de acero que contiene estos carburos muy finos se calienta a una temperatura de no mas que el punto de transformacion Ac1, los carburos comienzan a transformarse en austenita. Cuanto mas finos son los carburos, menores seran las microestructuras de austenita, y debido a que las microestructuras de austenita formadas con los carburos finos como nucleos mutuamente chocan, se forma austenita agregada a partir de una pluralidad de estos nucleos de carburo. Esta austenita agregada puede aparecer como una unica microestructura de austenita, pero 50 debido a que se compone de microestructuras de austenita individuales con diferentes orientaciones, las microestructuras de martensita formadas dentro de la austenita tambien tendran diferentes orientaciones. Ademas, debido a que las microestructuras de austenita estan posicionadas de forma adyacente, cuando se produce una transformacion de martensita dentro de una microestructura de austenita, la austenita adyacente tambien experimenta una deformacion. La dislocacion introducida durante esta deformacion induce la formacion de una 55 martensita que tiene una orientacion diferente; por ello, dando como resultado una nueva reduccion en el tamano de bloque.

Por otro lado, en una chapa de acero convencional, incluso si la cementita que existe dentro de la chapa laminada en caliente estuviera dispersa finamente, cuando se lleva a cabo el proceso de posterior laminado en frfo y recocido,

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la cementita se vuelve considerablemente mas gruesa durante el calentamiento realizado durante el recocido. Como resultado, la austenita formada por transformacion de la cementita tambien se hace en mas gruesa. Ademas, a menudo existe austenita gruesa dentro de un grano de ferrita, o en una posicion aislada en un lfmite de grano (la proporcion de casos en los que la austenita comparte un lfmite de grano con otra austenita es pequeno); por ello, hay pocas posibilidades de que un liston de martensita que tiene una orientacion diferente puede formarse como resultado de la interaccion con un liston de martensita que ha sufrido una transformacion dentro de otra microestructura de austenita. Por consiguiente, las microestructuras de martensita no pueden reducirse en tamano, y en algunos casos, se pueden formar microestructuras de martensita compuestas por un solo bloque.

Por los motivos que se describen mas arriba, Cr debe anadirse al acero.

Por otro lado, aunque los carburos de Nb y Ti exhiben excelente estabilidad termica, debido a que no se funden durante el proceso de recocido continuo o el recocido realizado durante la galvanizacion continua por inmersion en caliente, no es probable que contribuyan a una reduccion en el tamano de las microestructuras de austenita.

Ademas, la adicion de Cr tambien contribuye con una reduccion en el tamano de las microestructuras de ferrita. En otras palabras, durante el recocido, se forma una nueva ferrita (ferrita recristalizada) a partir de la ferrita en estado de laminado en frfo, y la recristalizacion avanza a traves del crecimiento de esta nueva ferrita. Sin embargo, debido a que la austenita dentro del acero previene el crecimiento de ferrita, la austenita finamente dispersa provoca la fijacion de la ferrita, y contribuye con una reduccion en el tamano de ferrita. Por este motivo, la adicion de Cr tambien contribuye con los aumentos en el lfmite elastico y la resistencia a la traccion maxima.

Sin embargo, porque incluso estos precipitados se funden y se transforman en austenita a temperaturas de no menor que la temperatura maxima alcanzada durante Ac1 durante el recocido continuo o el recocido realizado durante la galvanizacion continua por inmersion en caliente, en una chapa de acero laminada en frfo, una chapa de acero galvanizado, o una chapa de acero galvanizado por inmersion en caliente aleado, aunque puede observarse un incremento en la concentracion de Cr dentro de la austenita, en muchos casos no puede observarse cementita que contiene una alta concentracion de carburos de Cr o Cr.

Los efectos mencionados mas arriba logrados mediante la adicion de Cr son particularmente marcados cuando la cantidad de Cr anadido es al menos 0,15%, y por ello el lfmite inferior para el contenido de Cr se establece en 0,15%. Por otro lado, en comparacion con Fe, Cr es un elemento relativamente facilmente oxidado, y por ello la adicion de una gran cantidad de Cr tiende a provocar la formacion de oxidos en la superficie de la chapa de acero, que tiende a inhibir las propiedades de recubrimiento o capacidad de recubrimiento por conversion qufmica, y puede causar la formacion de una gran cantidad de oxidos en las partes soldadas durante la soldadura a tope instantanea, soldadura por arco, soldadura por laser que conduce a un deterioro de la resistencia de las partes soldadas. Estos problemas se vuelven significativos si la cantidad de Cr anadido excede el 2,0%, y por ello el lfmite superior para el contenido de Cr se establece en 2,0%. El contenido de Cr preferentemente esta dentro de un intervalo de 0,2 a 1,6%, y es mas preferentemente de 0,3 a 1,2%.

(Si: no menor que 0,3% y no mas que 2,0%)

Si es un elemento de refuerzo, y debido a que no esta solubilizado en solido en cementita, Si tiene el efecto de suprimir la formacion de nucleos de cementita. En otras palabras, porque el Si suprime la precipitacion de cementita dentro de las microestructuras de martensita, este contribuye con el fortalecimiento de la martensita. Si la cantidad de Si agregado es menor que el 0,3%, entonces no se puede esperar ningun aumento de la resistencia debido al fortalecimiento de la solucion solida, o no se puede inhibir la formacion de cementita dentro de la martensita, y por ello al menos el 0,3% del Si debe anadirse. Por otro lado, si la cantidad de Si agregado excede el 2,0%, entonces la cantidad de austenita residual tiende a aumentar en forma excesiva; provocando, de este modo, un deterioro en la capacidad de expansion de orificios y conformabilidad de reborde por estiramiento despues del perforado o corte del acero. Por este motivo, el lfmite superior para el contenido de Si debe fijarse en 2,0%.

Ademas, Si se oxida facilmente, y en una lfnea de produccion de chapa de acero delgada tfpica tal como una lfnea de procesamiento de recocido continuo o una lfnea de procesamiento de galvanizado por inmersion en caliente continua, incluso una atmosfera que funciona como una atmosfera reductora para el Fe puede a menudo actuar como una atmosfera oxidante para Si; por ello, el Si forma facilmente oxidos sobre la superficie de la chapa de acero. Ademas, debido a que los oxidos de Si exhiben pobre humectabilidad con la galvanizacion por inmersion en caliente, puede causar defectos de recubrimiento. Por consiguiente, en la produccion de chapa de acero galvanizado por inmersion en caliente, el potencial de oxfgeno dentro del horno se controla preferentemente para inhibir la formacion de oxidos de Si sobre la superficie de la chapa de acero.

(Mn: no menor que 1,7% y no mas que 2,6%)

Mn es un elemento de fortalecimiento de solucion solida, y tambien suprime la transformacion de austenita en perlita. Por estos motivos, Mn es un elemento muy importante. Ademas, Mn tambien contribuye con la supresion del crecimiento de ferrita despues del recocido, y por ello tambien es importante en terminos de su contribucion a la reduccion del tamano de la ferrita.

Si el contenido de Mn es menor que 1,7%, entonces la transformacion de perlitas no puede suprimirse; de este modo, se hace dificil asegurar una fraccion de volumen de al menos 10% de martensita, y no puede asegurarse una resistencia a la traccion de al menos 880 MPa. Por estos motivos, el lfmite inferior para el contenido de Mn es al menos 1,7%. En oposicion, si se anade una gran cantidad de Mn, entonces se promueve la co-segregacion con P y 5 S, lo que provoca un marcado deterioro en la aptitud de moldeo. Este problema se vuelve significativo si la cantidad de Mn anadido excede el 2,6%, y por ello el lfmite superior para el contenido de Mn se establece en 2,6%.

(B: no menor que 0,0003% y no mas que 0,01%)

B suprime la transformacion de ferrita despues del recocido y es por ello un elemento particularmente importante. Ademas, B tambien inhibe la formacion de ferrita gruesa en la etapa de enfriamiento despues del laminado de 10 acabado en la etapa de laminado en caliente, y promueve dispersion fina uniforme de carburos a base de hierro (cementita y microestructuras de perlitas). Si la cantidad de B anadido es menor que 0,0003%, entonces estos carburos a base de hierro no pueden dispersarse uniformemente y finamente. Como resultado, aun si se anade Cr, el engrosamiento de la cementita no puede suprimirse en forma satisfactoria, dando como resultado una reduccion indeseable en la resistencia y un deterioro en la capacidad de expansion de orificios. Por estos motivos, la cantidad 15 de B anadido debe ser al menos 0,0003%. Por otro lado, si la cantidad de B anadido excede el 0,010%, entonces no solo el efecto del B se satura, sino las propiedades de produccion durante el laminado en caliente tienden a deteriorarse, y por ello el lfmite superior para el contenido de B se establece en 0,010%.

(Ti: no menor que 0,005% y no mas que 0,14%)

Ti contribuye con una reduccion en el tamano de ferrita mediante la demora de la recristalizacion, y por ello debe 20 anadirse.

Ademas, mediante la adicion de Ti en combinacion con B, el Ti promueve el efecto retardador de la transformacion de ferrita proporcionado por B despues del recocido, y la reduccion resultante en el tamano de ferrita; por ello, Ti es un elemento extremadamente importante. Espedficamente, se sabe que el efecto retardador de la transformacion de ferrita proporcionado por B es provocado por B solubilizado en solido. Por consiguiente, es importante que durante la 25 etapa de laminado en caliente, B no precipite como nitruro de B (BN). Como resultado, es necesario suprimir la formacion de BN mediante la adicion de Ti, que es un elemento de formacion de nitruro mas fuerte que B. Por consiguiente, la adicion de Ti y B en combinacion promueve el efecto retardador de la transformacion de ferrita proporcionado por B. Ademas, Ti es tambien importante en terminos de su contribucion a mejorar la resistencia de la chapa de acero debido al fortalecimiento de la precipitacion y fortalecimiento de granos finos que se logra 30 suprimiendo el crecimiento de granos de cristal de ferrita. Estos efectos no son alcanzables si la cantidad de Ti anadido es menor que 0,005%, y por ello el lfmite inferior para el contenido de Ti se establece en 0,005%. Por otro lado, si la cantidad de Ti anadido excede el 0,14%, entonces la recristalizacion de ferrita es excesivamente demorada; de este modo, la ferrita no recristalizada que es alargada en la direccion de laminado puede permanecer, provocando un dramatico deterioro in la capacidad de expansion de orificios. Por este motivo, el lfmite superior para 35 el contenido de Ti es 0,14%.

(P: no mas que 0,03%)

P tiende a ser segregado dentro de la parte central en todo el espesor de la chapa de acero, y provoca fragilizacion de las partes soldadas. Si la cantidad de P excede el 0,03%, entonces esta fragilizacion de soldadura se vuelve marcada, y por ello el intervalo permisible para el contenido de P se limita a no mas que 0,03%.

40 No existen restricciones particulares sobre el lfmite inferior para P, a pesar de que la reduccion del contenido de P a menor que el 0,001% es economicamente inviable, y por ello este valor se establece preferentemente como lfmite inferior.

(S: no mas que 0,01%)

Si la cantidad de S excede el 0,01%, entonces S tiene un efecto adverso en la soldabilidad y las propiedades de 45 produccion durante la colada y laminado en caliente, y por ello el intervalo permisible para el contenido de S es restringido a no mas que 0,01%. No existen restricciones particulares sobre el lfmite inferior para S, aunque la reduccion del contenido de S a menor que 0,0001% es economicamente inviable, y por ello este valor preferentemente se establece como el lfmite inferior. Ademas, debido a que S se une con Mn para formar MnS grueso, este tiende a provocar un deterioro en la capacidad de expansion de orificios. Por consiguiente, en terminos 50 de capacidad de expansion de orificios, el contenido de S debe suprimirse hasta un nivel tan bajo como sea posible.

(Al: no mas que 0,10%)

Al promueve la formacion de ferrita, lo que mejora la ductilidad, y por ello puede anadirse si se desea. Ademas, Al tambien puede actuar como un material desoxidante.

Sin embargo, la adicion excesiva aumenta el numero de inclusiones gruesas a base de Al, lo que puede provocar un 55 deterioro en la capacidad de expansion de orificios asf como defectos de superficie. Estos problemas se vuelven

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particularmente marcados si la cantidad de Al anadida excede el 0,1%, y por ello el limite superior para el contenido de Al se establece en 0,1%. Aunque no existen restricciones particulares sobre el limite inferior para Al, la reduccion del contenido de Al a menor que 0,0005% es problematica, y este valor por ello se convierte en el limite inferior eficaz.

(N: menor que 0,005%)

N forma nitruros gruesos y provoca deterioro en la capacidad de flexion y la capacidad de expansion de orificios, y la cantidad de N anadido por ello debe suprimirse. Especfficamente, si el contenido de N es 0,005% o mayor, entonces las tendencias anteriores se vuelven significativas, y por ello el intervalo permisible para el contenido de N se establece en menor que 0,005%. Ademas, N tambien puede provocar sopladuras durante la soldadura, y por ello el contenido de N es preferentemente tan bajo como sea posible. Ademas, si el contenido de N es mucho mas grande que la cantidad de Ti anadido, entonces se forma BN y los efectos logrados mediante la adicion de B son disminuidos; por ello, el contenido de N preferentemente se mantiene tan bajo como sea posible. Aunque no existen restricciones particulares sobre el limite inferior para el contenido de N en terminos de lograr los efectos de la presente invencion, la reduccion del contenido de N a menor que 0,0005% tiende a provocar un incremento significativo en los costos de produccion, y este valor por ello se convierte en el limite inferior eficaz.

(O: no menor que 0,0005% y no mas que 0,005%)

O forma oxidos que provocan un deterioro en la capacidad de flexion y capacidad de expansion de orificios, y la cantidad de O anadido por ello debe restringirse. En particular, O a menudo existe en la forma de inclusiones, y si estas existen en un borde perforado hacia fuera o una seccion transversal cortada, entonces defectos de la superficie similares a una muesca u hoyuelos gruesos pueden formarse en la superficie del borde. Como resultado, la concentracion de tension tiende a producirse durante la expansion de orificios proceso de o gran deformacion, que puede entonces actuar como un origen para la formacion de grietas; por ello, se produce una dramatico deterioro de la capacidad de expansion de orificios y capacidad de flexion. Especfficamente, si el contenido de O excede el 0,005%, entonces estas tendencias se vuelven particularmente marcadas, y por ello el limite superior para el contenido de O se establece en 0,005%. Por otro lado, la reduccion del contenido de O a menor que 0,0005% es excesivamente costoso y por ello economicamente indeseable. Por consiguiente el limite inferior para el contenido de O se establece en 0,0005%. Sin embargo, los efectos de la presente invencion aun se obtienen si el contenido de O se reduce a menor que 0,0005%.

La chapa de acero laminada en frfo de la presente invencion contiene los elementos anteriores como componentes esenciales, mientras que contiene como resto, hierro e impurezas inevitables.

La chapa de acero laminada en frfo de la presente invencion preferentemente contiene nada de Nb anadido o Mo. Debido a que el Nb y Mo retardan dramaticamente la recristalizacion de ferrita, la ferrita no recristalizada tiende a permanecer dentro de la chapa de acero. La ferrita no recristalizada es una microestructura procesada que exhibe pobre ductilidad, y es indeseable porque la misma tiende a provocar un deterioro en la ductilidad del acero. Ademas, la ferrita no recristalizada es ferrita que ha sido formada durante el laminado en caliente y entonces es alargada durante el laminado en frfo, y por ello tiene una forma que es alargada en la direccion de laminado. Ademas, si la demora en la recristalizacion se vuelve demasiado grande, entonces la fraccion de volumen de las microestructuras de ferrita no recristalizada que han sido estiradas en la direccion de laminado tiende a aumentar, y aun pueden producirse microestructuras similares a bandas compuestas de granos de ferrita de no recristalizacion ligados.

La FIG. 2 es una fotograffa de microscopio optico de una chapa de acero que tiene microestructuras similares a bandas. Debido a que la chapa de acero tiene microestructuras similares a capas que se extienden en la direccion de laminado, en pruebas tales como proceso de expansion de orificios que son propensas a causar grietas y desarrollar agrietamiento, las grietas tienden a desarrollarse a lo largo de las microestructuras similares a capas. Como resultado, las propiedades del acero se deterioran. En otras palabras, estos tipos de microestructuras irregulares que se extienden en una sola direccion tienden a sufrir de concentracion de tensiones en las interfaces de los microestructuras, y no son deseables ya que tienden a promover la propagacion de grietas durante la prueba de expansion de orificios. Por estos motivos, Nb y Mo preferentemente no se agregan a la chapa de acero.

De manera similar al Ti, V contribuye con una reduccion en tamano de las microestructuras de ferrita, y por ello puede anadirse al acero. En comparacion con Nb, V tiene un efecto retardador de la recristalizacion mas pequeno y es por ello menos probable hacer que permanezca de ferrita no recristalizada. Esto significa que V es capaz de suprimir el deterioro en la capacidad de expansion de orificios y ductilidad al mfnimo, logrando al mismo tiempo un incremento en la resistencia.

(V: no menor que 0,01% y no mas que 0,14%)

V contribuye con una mejora en la resistencia y capacidad de expansion de orificios para la chapa de acero debido al fortalecimiento de la precipitacion y fortalecimiento de granos finos que se logra suprimiendo el crecimiento de granos de cristal de ferrita, y por ello es un elemento importante. Estos efectos no son alcanzables si la cantidad de

V anadido es menor que 0,01%, y por ello el limite inferior para el contenido de V se establece en 0,01%. Por otro lado, si la cantidad de V anadido excede el 0,14%, entonces aumenta la precipitacion de nitruro y la conformabilidad

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tiende a deteriorarse, y por ello el limite superior para el contenido de V es 0,14%.

Ni, Cu, y W, de manera similar al Mn, retardan la transformacion de ferrita en la etapa de enfriamiento llevada a cabo despues del recocido, y uno o mas de estos elementos por ello puede anadirse al acero. Como se describe a continuacion, las cantidades preferentes para Ni, Cu, y W son cada una menor que 0,05%, y la cantidad total de Ni, Cu, y W es preferentemente menor que 0,3%. Estos elementos tienden a concentrarse en la superficie; de este modo, provocando defectos superficiales, y tambien pueden inhibir la concentracion de Cr dentro de la austenita, y las cantidades anadidas por ello preferentemente se suprimen hasta los niveles mfnimos.

(Ni: menor que 0,05%)

Ni es un elemento de refuerzo, y tambien retrasa la transformacion de ferrita en la etapa de enfriamiento llevada a cabo despues del recocido, y contribuye con una reduccion en el tamano del grano de ferrita, y por ello puede anadirse al acero. Si la cantidad de Ni anadido es 0,05% o mayor, entonces existe un peligro de que la concentracion de Cr dentro de la austenita pueda inhibirse, y por ello el limite superior para el contenido de Ni se establece en menor que 0,05%.

(Cu: menor que 0,05%)

Cu es un elemento de refuerzo, y tambien retrasa la transformacion de ferrita en la etapa de enfriamiento llevada a cabo despues del recocido, y contribuye con una reduccion en el tamano del grano de ferrita, y por ello puede anadirse al acero. Si la cantidad de Cu anadido es 0,05% o mayor, entonces existe un peligro de que la concentracion de Cr dentro de la austenita pueda inhibirse, y por ello el limite superior para el contenido de Cu se establece en menor que 0,05%. Ademas, Cu tambien puede provocar defectos de superficie, y por ello el limite superior para el contenido de Cu es preferentemente menor que 0,05%.

(W: menor que 0,05%)

W es un elemento de refuerzo, y tambien retrasa la transformacion de ferrita en la etapa de enfriamiento llevada a cabo despues del recocido, y contribuye con una reduccion en el tamano del grano de ferrita, y por ello puede anadirse al acero. Ademas, W tambien retarda la recristalizacion de ferrita, y por ello tambien contribuye con fortalecimiento de granos finos y una mejora en la capacidad de expansion de orificios reduciendo el tamano de los granos de ferrita. Sin embargo, si la cantidad de W anadido es 0,05% o mayor, entonces existe un peligro de que la concentracion de Cr dentro de la austenita pueda inhibirse, y por ello el limite superior para el contenido de W se establece en menor que 0,05%.

Lo siguiente es una descripcion de las razones para restringir las condiciones de produccion de la chapa de acero de la presente invencion.

Como se describe mas arriba, la propiedades de la chapa de acero de la presente invencion pueden lograrse satisfaciendo la caracterfstica de contener ferrita que tiene un tamano de grano de cristal de no mas que 4 pm como la fase principal, la caracterfstica en la que la martensita en microestructuras duras tiene un tamano de bloque de no mas que 0,9 pm, y la caracterfstica en la que el contenido de Cr dentro de la martensita es 1,1 a 1,5 veces el contenido de Cr dentro de la ferrita poligonal. Para obtener dicha microestructura de la chapa de acero, las condiciones durante el laminado en caliente, el laminado en frfo, y el recocido deben ser estrictamente controladas.

Especfficamente, primero llevando a cabo laminado en caliente, las microestructuras distintas de ferrita tal como cementita y carburo de aleacion de Cr (C23C6) precipitan finamente. Esta cementita se forma a bajas temperaturas, pero tiene una propiedad de promover la concentracion de Cr.

Entonces, durante la elevacion de temperatura que se produce durante la etapa de recocido despues del laminado en caliente, la cementita se descompone para generar austenita. En este momento, el Cr dentro de la cementita se concentra dentro de la austenita. De esta manera, Cr se concentra dentro de la austenita. Debido a que la austenita se transforma en martensita, el procedimiento que se describe mas arriba puede utilizarse para fabricar una chapa de acero laminada en frfo que tiene martensita que contiene Cr concentrado.

Los precipitados de Ti estan estrechamente relacionados con la generacion de cementita y carburos de aleacion de Cr durante la etapa de laminado en caliente, y es importante incluir dichos precipitados de Ti dentro del acero. Despues del laminado en bruto, la chapa laminada en bruto se mantiene durante al menos 6 segundos a una temperatura dentro de un intervalo de 950 a 1080°C; de este modo, formando precipitados de Ti y facilitando la precipitacion de cementita fina.

Ademas, en la etapa de recocido, calentando gradualmente la chapa de laminado en frfo a una velocidad de incremento de temperatura de no mas que 7°C/segundo, se puede hacer precipitar una mayor cantidad de cementita.

El procedimiento anterior puede utilizarse para hacer precipitar partfculas finas de cementita distintas de los granos de ferrita.

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En general, la difusion de Cr dentro de ferrita y austenita es bastante lenta, y requiere un tiempo considerablemente largo, y por ello se ha pensado que la concentracion de Cr dentro de austenita es dificil de lograr. Sin embargo, mediante el uso del procedimiento que se describe mas arriba, el Cr se puede concentrar dentro de la austenita; de este modo, se fabrica una chapa de acero laminada en fno que tiene martensita que contiene Cr concentrado.

A continuacion se proporciona una descripcion mas detallada de cada una de las etapas.

No existen restricciones particulares sobre la plancha suministrada a la etapa de laminado en caliente, si la plancha contiene los componentes qmmicos mencionados mas arriba para la chapa de acero laminada en fno de la presente invencion. En otras palabras, la plancha puede fabricarse utilizando un dispositivo de colada de plancha continua, una maquina de colada de plancha delgada, o similares. Ademas, se puede emplear un proceso tal como un proceso continuo de laminado directo por de fundicion (CC-DR) en el que se somete la plancha a laminado en caliente inmediatamente despues de la colada.

Primero, la plancha se calienta, calentando la plancha directamente hasta una temperatura de 1.200°C o mayor, o primero enfriando y calentando posteriormente la plancha hasta una temperatura de 1.200°C o mayor.

La temperatura de calentamiento para la plancha debe ser suficiente para asegurar que los carbonitruros de Ti gruesos precipitados durante la colada pueden volverse a fundir, y por ello debe ser al menos 1200°C. No existen restricciones particulares sobre el lfmite superior para la temperatura de calentamiento de la plancha, y los efectos de la presente invencion pueden obtenerse a temperaturas superiores; sin embargo, si la temperatura de calentamiento es elevada excesivamente, entonces el calentamiento se vuelve economicamente indeseable, y el lfmite superior para la temperatura de calentamiento por ello preferentemente se fija en menor que 1300°C.

A continuacion, la plancha calentada se somete a laminado en caliente (laminado en bruto) en condiciones que producen una relacion de reduccion total de al menos 70%; de ese modo, formando una chapa laminada en bruto. Esta chapa laminada en bruto entonces se mantiene durante al menos 6 segundos a una temperatura dentro de un intervalo de 950 a 1080°C. Como resultado de esto la relacion de reduccion (laminado en caliente) de al menos 70% y la posterior retencion dentro de un intervalo de temperatura de 950 a 1080°C, los carbonitruros tal como TiC, TiCN, y TiCS se precipitan finamente; permitiendo de este modo que el tamano de grano de austenita despues del laminado de acabado se mantenga uniformemente. El calculo de la relacion de reduccion se realiza dividiendo el espesor de la chapa despues del laminado por el espesor de la chapa previo al laminado y multiplicando por 100.

El motivo de especificar una relacion de reduccion de al menos 70% es que esto permite la introduccion de una gran cantidad de dislocaciones; de este modo, incrementando el numero sitios de precipitacion de carbonitruro Ti y promoviendo dicha precipitacion. Si la relacion de reduccion es menor que 70%, entonces no puede obtenerse un efecto de promocion de precipitado significativo, y no puede lograrse tamano de grano de austenita fino uniforme. Como resultado, el tamano del grano de ferrita despues del laminado en fno y recocido no puede reducirse, y la capacidad de expansion de orificios tiende a deteriorarse; por ello, esto es indeseable. Aunque no existen restricciones particulares sobre el lfmite superior para la relacion de reduccion, elevar esta relacion mas alla del 90% es problematico en terminos de productividad y restricciones de equipo, y por ello, el 90% se convierte en el lfmite superior eficaz.

La temperatura de retencion despues del laminado debe ser no menor que 950°C y no mas que 1080°C. Como resultado de la investigacion intensiva, los inventores de la presente invencion descubrieron que esta temperatura de retencion esta estrechamente relacionada con el comportamiento del precipitado del carbonitruro de Ti previo al laminado de acabado y a la capacidad de expansion de orificios. En otras palabras, la precipitacion de estos compuestos de carbonitruro se produce mas rapido en la proximidad de 1.000°C, y como la temperatura se mueve mas alla de este valor, la precipitacion en la region de austenita tiende a ralentizarse. En otras palabras, a una temperatura que excede los 1080°C, se requiere tiempo considerable para la formacion de los compuestos de carbonitruro, y por ello la reduccion en el tamano de grano de austenita no se produce. Como resultado, no puede lograrse ninguna mejora en la capacidad de expansion de orificios; por ello, no es preferible. A temperaturas menores que 950°C, se requiere tiempo considerable time para la precipitacion de los compuestos de carbonitruro, y por ello es imposible reducir el tamano de grano de la austenita recristalizada, haciendo dificil lograr una mejora en la capacidad de expansion de orificios. Por estos motivos, la temperatura de retencion previa al laminado de acabado preferentemente se lleva a cabo dentro de un intervalo de 950 a 1080°C.

Una chapa de acero tal como la chapa de acero laminada en fno de la presente invencion, que tiene una resistencia de al menos 880 MPa despues del laminado en fno y recocido, contiene grandes cantidades de Ti y B, y tambien contiene grandes cantidades de Si, Mn, y C anadido, y como resultado, la fuerza de laminado de acabado durante el laminado en caliente aumenta; incrementando, de este modo, la carga en el proceso de laminado. Convencionalmente, la fuerza de laminado a menudo se ha reducido, aumentando la temperatura en el lado de suministro del laminado de acabado, o realizando el laminado (laminado en caliente) con una relacion de reduccion mas baja. Como resultado, las condiciones de produccion durante el laminado en caliente se encuentran fuera de aquellas especificadas para la presente invencion, y el logro de los efectos deseados de introduccion de Ti ha demostrado ser dificil. El aumento de la temperatura de laminado de acabado o la reduccion de la relacion de reduccion de esta manera provoca falta de uniformidad dentro de las microestructuras de chapa laminada en

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caliente obtenidas mediante la transformacion de la austenita. Esto provoca un deterioro de la capacidad de expansion de orificios y la capacidad de flexion, y por ello no es deseable.

Posteriormente, la chapa laminada en bruto se somete a laminado en caliente (laminado de acabado) en condiciones que incluyen una relacion de reduccion total de al menos 85% y una temperatura de acabado dentro de un intervalo de 820 a 950°C. Estas relacion de reduccion y temperatura se determinan desde los puntos de vista de lograr superior reduccion de tamano y uniformidad para las microestructuras de acero. En otras palabras, si el laminado es conducido con una relacion de reduccion de menor que 85%, entonces es diffcil lograr una reduccion satisfactoria en el tamano de las microestructuras. Ademas, si el laminado es conducido con una relacion de reduccion que excede el 98%, entonces se requieren adiciones excesivas al equipo de produccion, y por ello el lfmite superior para la relacion de reduccion es preferentemente 98%. Una relacion de reduccion mas preferente esta dentro de un intervalo de 90 a 94%.

Si la temperatura de acabado es menor que 820°C, entonces el laminado puede considerarse parcialmente laminado de intervalo de ferrita, lo que hace diffcil controlar el espesor de la chapa y tiende a tener un efecto adverso en la calidad del producto, y por ello 820°C se establece como lfmite inferior. En oposicion, si la temperatura de acabado exceder los 950°C, entonces es diffcil lograr una reduccion satisfactoria en el tamano de las microestructuras, y por ello 950°C se establece como el lfmite superior. Un intervalo mas preferente para la temperatura de acabado esta dentro de un intervalo de 860 a 920°C.

Despues del laminado de acabado, la chapa de acero se somete a enfriamiento por agua o enfriamiento por aire, y debe bobinarse dentro de un intervalo de temperatura de 400 a 630°C. Esto asegura que se obtiene una chapa de acero de laminado en caliente en la que los carburos a base de hierro estan dispersos en forma uniforme en toda la microestructura de acero, dando como resultado mejoras en la capacidad de expansion de orificios y capacidad de flexion despues del laminado en frfo y recocido. Durante este proceso de enfriamiento, o despues del proceso de bobinado, C23C6 y cementita precipitan con los precipitados de Ti actuando como nucleos. Sila temperatura de bobinado excede los 630°C, entonces las microestructuras de la chapa de acero tienden a convertirse en microestructuras de ferrita y perlitas, los carburos no pueden dispersarse uniformemente, y la microestructura despues del recocido tiende a carecer de uniformidad, lo que es indeseable. En oposicion, si la temperatura de bobinado es menor que 400°C, entonces la precipitacion de Cr23C6 se vuelve problematica, Cr no puede concentrarse dentro de la austenita, y se hace imposible lograr la combinacion de alta resistencia con superior soldabilidad y capacidad de expansion de orificios que representa los efectos de la presente invencion. Ademas, la resistencia de la chapa laminada en caliente se vuelve excesivamente lata, haciendo diffcil el laminado en frfo, y esto tambien es indeseable.

Durante el laminado en caliente, las chapas laminadas en bruto pueden unirse, de manera que el laminado de acabado pueda conducirse en forma continua. Ademas, la chapa laminada en bruto tambien puede bobinarse previo al procesamiento posterior.

La chapa de acero laminada en caliente fabricada en la manera que se describe mas arriba entonces se somete a lavado con acido. El lavado con acido permite la eliminacion de los oxidos de la superficie de la chapa de acero, y por ello es importante en terminos de mejorar las propiedades de conversion qufmica de la chapa de acero laminada en frfo de alta resistencia que representa el producto final, o mejorar las propiedades de recubrimiento fundido de la chapa de acero laminada en frfo utilizada para fabricar una chapa de acero galvanizado por inmersion en caliente o una chapa de acero galvanizado por inmersion en caliente aleado. Ademas, puede conducirse un lavado con acido simple, o el lavado con acido puede realizarse a traves de varias repeticiones.

La chapa de acero laminada en caliente lavada en acido entonces se somete a laminado en frfo con una relacion de reduccion de 40 a 70%, formando de ese modo una chapa de laminado en frfo. Esta chapa de laminado en frfo es entonces alimentada a una lfnea de procesamiento de recocido continuo o a lfnea de procesamiento de galvanizado por inmersion en caliente continua. Si la relacion de reduccion es menor que 40%, entonces se hace diffcil retener una forma plana. Ademas, la ductilidad del producto final tambien tiende a deteriorarse, y por ello el lfmite inferior se establece en 40%. En oposicion, si la relacion de reduccion excede el 70%, entonces la fuerza de laminado en frfo de vuelve demasiado grande, haciendo que el laminado en frfo sea diffcil, y por ello el lfmite superior se establece en 70%. Un intervalo mas preferente es de 45 a 65%. No existen restricciones particulares en el numero de pasadas de laminado o la relacion de reduccion para cada pasada, que tienen poco impacto en los efectos de la presente invencion.

Posteriormente, la chapa de laminado en frfo es alimentada a un aparato de recocido continuo. Primero, en un intervalo de temperatura de menor que 550°C, la temperatura de la chapa de laminado en frfo se eleva a una tasa de calentamiento (una tasa de incremento de temperatura) de no mas que 7°C/segundo. Durante este proceso, mas partfculas de cementita precipitan en las dislocaciones introducidas durante el enfriamiento, y se produce mas concentracion de Cr dentro de la cementita. Por consiguiente, puede promoverse la concentracion de Cr dentro de la austenita, y tambien, puede lograrse la combinacion de alta resistencia con superior capacidad de soldadura por puntos y capacidad de expansion de orificios que representa el efecto de la presente invencion. Si la tasa de calentamiento excede los 7°C/segundo, entonces este tipo de promocion de precipitacion de cementita y mas concentracion de Cr dentro de la cementita es imposible; por ello, los efectos de la presente invencion no pueden

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lograrse. Ademas, si la tasa de calentamiento es menor que 0,1°C/segundo, entonces la productividad disminuye marcadamente, lo que es indeseable.

La chapa de laminado en frfo entonces se retiene a una temperatura de no menor que 550°C y no mas que la temperatura de punto de transformacion Ac1 durante un perfodo de 25 a 500 segundos. Esto provoca precipitacion adicional de cementita con los granos precipitados de Cr23C6 actuando como nucleos. Ademas, Cr puede concentrarse dentro de la cementita precipitada. La concentracion del Cr dentro de la cementita es promovida por las dislocaciones generadas durante el laminado en frfo. Si la temperatura de retencion es mayor que la temperatura de punto de transformacion Ac1, entonces la recuperacion (eliminacion) de las dislocaciones generadas durante el laminado en frfo se vuelve significativa; de este modo, la concentracion del Cr se ralentiza. Ademas, la precipitacion de cementita no se produce, y por ello la chapa de laminado en frfo debe mantenerse a una temperatura de no menor que 550°C y no mas que la temperatura de punto de transformacion Ac1 durante un perfodo de 25 a 500 segundos. Si la temperatura de retencion es menor que 550°C, entonces la difusion de Cr es lenta, y se requiere tiempo considerable para la concentracion de Cr dentro de la cementita; por ello, se hace diffcil lograr los efectos de la presente invencion. Por este motivo, la temperatura de retencion se especifica como no menor que 550°C y no mas que la temperatura de punto de transformacion Ac1. Ademas, si el tiempo de retencion es mas corto que 25 segundos, entonces la concentracion de Cr dentro de la cementita tiende a ser inadecuada. Si el tiempo de retencion es mas largo que 500 segundos, entonces el acero se vuelve demasiado estabilizado, y la fusion durante el recocido requiere un tiempo muy largo, causando un deterioro de la productividad. Ademas, el termino "retener" se refiere no solo al simple mantenimiento de la misma temperatura durante un perfodo predeterminado, sino tambien un perfodo de residencia dentro del intervalo de temperatura anterior durante el que puede producirse el calentamiento gradual o similar.

Aquf, la temperatura de punto de transformacion Ac1 se refiere a la temperatura calculada utilizando la formula que se muestra a continuacion.

Ac1 = 723- 10,7x% de Mn - 16,9 x % de Ni + 29,1 x% de Si + 16,9x% de Cr (en la que % de Mn, % de Ni, % de Si, y % de Cr se refieren a las cantidades (% en masa) de los diversos elementos Mn, Ni, Si, y Cr respectivamente dentro del acero)

A continuacion, la chapa de laminado en frfo es recocida a una temperatura de 750 a 860°C. Estableciendo la temperatura de recocido hasta una temperatura alta que excede el punto de transformacion Ac1, se logra una transformacion de cementita a austenita, y el Cr es retenido en un estado concentrado dentro de la austenita.

Durante esta etapa de recocido, la austenita se genera con los granos de cementita finamente precipitados que actuan como nucleos. Esta austenita se transforma en martensita en una etapa posterior, y por ello en un acero tal como el acero de la presente invencion donde la cementita fina esta dispersa en todo el acero en alta densidad, las microestructuras de martensita tambien se reduciran en tamano. En oposicion, en un acero convencional, la cementita se vuelve mas gruesa durante el calentamiento, y por ello la austenita generada por transformacion inversa de la cementita tambien se vuelve en mas gruesa. Por otro lado, si se suprime este engrosamiento, entonces se cree que debido a que los granos de austenita generados a partir de cada una de las microestructuras de cementita existen en estrecha proximidad, que pueden parecer como una sola masa, pero debido a que sus propiedades son diferentes (a saber, sus orientaciones son diferentes), el tamano de bloque en realidad se puede reducir. Como resultado, la dureza de la martensita se puede ajustar a un nivel muy alto, y una resistencia de al menos 880 MPa puede lograrse incluso si la cantidad de C anadido se suprime a no mas que 0,1%. Esto permite que se logre una combinacion de alta resistencia y superiores soldabilidad y capacidad de expansion de orificios.

Ademas, debido a que no se anade ningun Nb al acero de la presente invencion, se facilita la recristalizacion de ferrita, permitiendo la formacion de ferrita poligonal. En otras palabras, la ferrita no recristalizada y microestructuras similares a bandas que son alargadas en la direccion de laminado no existen. Como resultado, no se produce ningun deterioro en la capacidad de expansion de orificios.

De esta manera, los inventores de la presente invencion descubrieron un metodo simple de concentrar Cr dentro de la cementita, y fueron capaces de fabricar una chapa de acero que contradice el conocimiento convencional.

El motivo para restringir la temperatura de calentamiento maxima durante recocido a un valor dentro de un intervalo de 750 a 860°C es que si la temperatura es menor que 750°C, entonces los carburos formados durante laminado en caliente no pueden fundirse en forma satisfactoria; de este modo, no puede asegurarse la relacion de microestructura dura requerida para lograr una alta resistencia de 880 MPa. Ademas, los carburos sin fundir son incapaces de prevenir el crecimiento de ferrita recristalizada; por ello, la ferrita se vuelve mas gruesa y alargada en la direccion de laminado, lo que provoca un significativo deterioro en la capacidad de expansion de orificios y capacidad de flexion. Por otro lado, el recocido de temperatura muy alta ene l que la temperatura de calentamiento maxima alcanzada excede los 860°C no es solamente indeseable desde un punto de vista economica, sino que resulta en una fraccion de volumen de austenita durante el recocido que es demasiado grande, lo que significa que se hace diffcil asegurar que la fraccion de volumen para la ferrita de la fase principal sea al menos 50%, y resulta en un deterioro en la ductilidad. Por estos motivos, la temperatura maxima alcanzada durante el recocido debe estar dentro de un intervalo de 750 a 860°C, y preferentemente esta dentro de un intervalo de 780 a 840°C.

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Si el tiempo de retencion durante recocido es demasiado corto, entonces existe una chance incrementada de carburos sin fundir que permanecen en el acero, que provoca una reduccion en la fraccion de volumen de austenita, y por ello se prefiere un tiempo de retencion de al menos 10 segundos. Por otro lado, si el tiempo de retencion es demasiado largo, entonces existe una chance incrementada de que los granos de cristal se engrosen, lo que provoca un deterioro en la resistencia y la capacidad de expansion de orificios, y por ello el lfmite superior para el tiempo de retencion es preferentemente 1.000 segundos.

Posteriormente, la chapa de laminado en frfo recocida debe enfriarse de la temperatura de recocido a 620°C a una velocidad de enfriamiento de no mas que 12°C/segundo. En la presente invencion, con el fin de evitar una reduccion de la resistencia debido al templado de la martensita y un deterioro en la soldabilidad de punto causado por un aumento en el contenido de C requerido para superar esta reduccion de la resistencia, la temperatura de inicio de transformacion de la martensita (temperatura Ms) debe ser reducida tanto como sea posible. Por consiguiente, en aquellos casos en los que el recubrimiento no es llevado a cabo despues del recocido, C se concentra dentro de la austenita para mejorar la estabilidad; por ello, el enfriamiento de la chapa recocida de la temperatura de recocido a 620°C debe llevarse a cabo a una velocidad de enfriamiento de no mas que 12°C/segundo. Sin embargo, una reduccion extrema en la tasa de enfriamiento tiende a provocar un incremento excesivo en la fraccion de volumen de ferrita, de modo que incluso si la martensita se endurece, se hace diffcil lograr una resistencia de al menos 880 MPa. Ademas, la austenita tiende a transformarse en perlita; por ello, la fraccion de volumen de martensita necesaria para garantizar el nivel deseado de resistencia no se puede lograr. Por estos motivos, el lfmite inferior para la tasa de enfriamiento debe ser al menos 1°C/segundo. La tasa de enfriamiento preferentemente esta dentro de un intervalo de 1 a 10°C/segundo, y mas preferentemente esta dentro de un intervalo de 2 a 8°C/segundo.

El motivo para especificar que el enfriamiento posterior de 620°C a 570°C es conducido a una velocidad de enfriamiento de al menos 1°C/segundo es suprimir la transformacion de ferrita y perlita durante el proceso de enfriamiento. Aun cuando grandes cantidades de Mn y Cr se anaden para suprimir el crecimiento de ferrita, y B se anade para inhibir la generacion de nuevos nucleos de ferrita, la formacion de ferrita aun puede no ser completamente inhibida, y la formacion de ferrita aun puede producirse durante el proceso de enfriamiento. Ademas, la transformacion de perlita tambien se produce en o en la proximidad de 600°C, lo que provoca una reduccion dramatica en la fraccion de volumen de microestructuras duras. Como resultado, la fraccion de volumen de microestructuras duras se vuelve demasiado pequena; por ello, no puede asegurarse una resistencia a la traccion maxima de 880 MPa. Ademas, el tamano del grano de ferrita tambien tiende a incrementarse; por ello, la capacidad de expansion de orificios tambien se deteriora.

Por consiguiente, el enfriamiento debe llevarse a cabo a una velocidad de enfriamiento de al menos 1°C/segundo. Por otro lado, si la tasa de enfriamiento es aumentada en forma significativa, entonces aunque no surjan problemas de material, elevar la tasa de enfriamiento excesivamente tiende a llevar a un incremento significativo en el costo de produccion, y en consecuencia el lfmite superior para la tasa de enfriamiento es preferentemente 200°C/segundo. El procedimiento utilizado para llevar a cabo el enfriamiento puede ser enfriamiento por rodillo, enfriamiento por aire, enfriamiento por agua, o una combinacion de cualquiera de estos procedimientos.

La chapa de acero entonces se enfrfa en todo el intervalo de temperatura de 250 a 100°C a una velocidad de enfriamiento de al menos 5°C/segundo. El motivo para especificar la tasa de enfriamiento de al menos 5°C/segundo en el intervalo de temperatura de 250 a 100°C es inhibir el templado de la martensita y el ablandamiento asociado con dicho templado. En aquellos casos en los que la temperatura de transformacion de martensita es alta, aun si el templado por recalentamiento o retencion del acero a la misma temperatura durante un largo perfodo no se realizan, los carburos a base de hierro aun pueden precipitar dentro de la martensita, provocando una reduccion en la dureza de la martensita. T El motivo para especificar un intervalo de temperatura de 250 a 100°C es que arriba de 250°C o debajo de 100°C, no es posible que se produzcan la transformacion de la martensita o precipitacion de carburos a base de hierro dentro de la martensita. Ademas, si la tasa de enfriamiento es menor que 5°C, entonces la reduccion de resistencia provocada por el templado de martensita se vuelve significativo, y por ello la tasa de enfriamiento debe establecerse en al menos 5°C/segundo.

La chapa de acero laminada en frfo recocida tambien puede someterse a laminado de temple. La relacion de reduccion para el laminado de temple preferentemente esta dentro de un intervalo de 0,1 a 1,5%. Si la relacion de reduccion es menor que 0,1%, entonces el efecto es mfnimo y el control tambien es diffcil, y por ello 0,1% se convierte en el lfmite inferior. Si la relacion de reduccion excede el 1,5%, entonces la productividad se deteriora dramaticamente, y por ello 1,5% actua como un lfmite superior. El laminado de temple puede conducirse en lfnea o fuera de lfnea. Ademas, un laminado de temple simple puede llevarse a cabo para lograr la relacion de reduccion deseada, o puede realizarse una pluralidad de repeticiones de laminado.

Ademas, con el proposito de mejorar las propiedades de conversion qufmica de la chapa de acero laminada en frfo recocida, tambien puede llevarse a cabo un tratamiento de lavado con acido o tratamiento alcalino. Mediante la realizacion de un tratamiento de lavado acido o tratamiento alcalino, las propiedades de conversion qufmica de la chapa de acero se pueden mejorar, y la resistencia a la corrosion y capacidad de revestimiento tambien se pueden mejorar.

Al fabricar una chapa de acero galvanizado de alta resistencia de la presente invencion, la chapa de acero laminada

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en frfo es alimentada a una linea de procesamiento de galvanizado por inmersion en caliente continua en lugar de la linea de procesamiento de recocido continuo que se describe mas arriba.

De manera similar a aquella que se describe para la linea de procesamiento de recocido continuo, la chapa de laminado en frfo primero es calentada a una velocidad de incremento de temperatura de no mas que 7°C/segundo. La chapa de laminado en frfo entonces se mantiene a una temperatura de no menor que 550°C y no mas que la temperatura de punto de transformacion Ac1 durante un perfodo de 25 a 500 segundos. El recocido es entonces conducido a 750 a 860°C.

Por los mismos motivos que aquellos que se describen para la linea de procesamiento de recocido continuo, la temperatura de calentamiento maxima preferentemente esta dentro de un intervalo de 750 a 860°C. El motivo para restringir la temperatura de calentamiento maxima hasta un valor dentro de un intervalo de 750 a 860°C es que si la temperatura es menor que 750°C, entonces los carburos formados durante el laminado en caliente no pueden fundirse en forma satisfactoria; de este modo, la relacion de microestructura dura requerida para lograr una alta resistencia de 880 MPa no puede asegurarse. A una temperatura de menor que 750°C, la ferrita y carburos (cementita) pueden coexistir y la ferrita recristalizada puede crecer sobre cementita. Como resultado, si el recocido es llevado a cabo a una temperatura de menor que 750°C, entonces la ferrita se vuelve gruesa, y la capacidad de expansion de orificios y capacidad de flexion tienden a deteriorarse en forma significativa. Ademas, la fraccion de volumen de microestructuras duras tambien disminuye; por ello, esto es indeseable. Por otro lado, el recocido de temperatura muy alta en el que la temperatura de calentamiento maxima alcanzada excede el 860°C no es solamente indeseable desde un punto de vista economico, sino que resulta en una fraccion de volumen de austenita durante el recocido que es demasiado grande, lo que significa que se hace diffcil asegurar que la fraccion de volumen para la ferrita de la fase principal sea al menos 50%, y resulta en un deterioro en la ductilidad. Por estos motivos, la temperatura maxima alcanzada durante el recocido debe estar dentro de un intervalo de 750 a 860°C, y preferentemente esta dentro de un intervalo de 780 a 840°C.

Por los mismos motivos que aquellos que se describen para la linea de procesamiento de recocido continuo, el tiempo de retencion de recocido cuando la chapa de laminado en frfo es alimentada a una linea de procesamiento de galvanizado por inmersion en caliente continua es preferentemente al menos 10 segundos. Por otro lado, si el tiempo de retencion es demasiado largo, entonces existe una chance incrementada de que los granos de cristal se engrosen, provocando un deterioro en la resistencia y la capacidad de expansion de orificios. A fin de evitar que se produzcan estos tipos de problemas, el lfmite superior para el tiempo de retencion es preferentemente 1.000 segundos.

Posteriormente, la chapa de acero debe enfriarse de la temperatura de calentamiento maxima durante el recocido a 620°C a una velocidad de enfriamiento de no mas que 12°C/segundo. Esto es para promover la formacion de ferrita durante el proceso de enfriamiento y concentracion de C dentro de la austenita; de este modo, reduciendo la temperatura Ms a menor que 300°C. En el caso de una chapa de acero galvanizado por inmersion en caliente aleado, debido a que la chapa es primero enfriada y entonces se somete a un tratamiento de recocido posterior al galvanizado, la martensita es propensa al templado. Por consiguiente, la temperatura Ms debe reducirse en forma adecuada, se manera que la transformacion de martensita previa a la aleacion pueda suprimirse. En general, una chapa de acero de alta resistencia que tiene una resistencia a la traccion maxima de al menos 880 MPa y una cantidad reducida de C anadido contiene grandes cantidades de Mn y/o B; por ello, no es probable que la ferrita sea conformada durante el proceso de enfriamiento, y la temperatura Ms es alta. Como resultado, la transformacion de martensita tiende a iniciarse previo al tratamiento de recocido posterior al galvanizado y el templado tiende a producirse durante el tratamiento de recocido posterior al galvanizado, que incrementa la posibilidad de ablandar el acero. En un acero convencional, si una gran cantidad de ferrita se forma durante el proceso de enfriamiento, entonces la resistencia disminuye en forma significativa; por ello, la reduccion de la temperatura Ms aumentando la fraccion de volumen de ferrita ha demostrado ser diffcil. Este efecto es particularmente marcado si la tasa de enfriamiento se reduce a no mas que 12°C/segundo, y por ello la tasa de enfriamiento debe establecerse a no mas que 12°C/segundo. Sin embargo, una reduccion extrema en la tasa de enfriamiento tiende a provocar una reduccion excesiva en la fraccion de volumen de la martensita; por ello, se hace diffcil lograr una resistencia de al menos 880 MPa. Ademas, la austenita tiende a transformarse en perlita; por ello, la fraccion de volumen de martensita requerida para asegurar el nivel de resistencia deseado no puede lograrse. Por estos motivos, el lfmite inferior para la tasa de enfriamiento debe ser al menos 1°C/segundo.

Posteriormente, de manera similar a aquella que se describe para la linea de procesamiento de recocido continuo, la chapa de laminado en frfo recocida es enfriada de 620°C a 570°C a una velocidad de enfriamiento de al menos 1°C/segundo. Esto suprime la transformacion de ferrita y perlita durante el proceso de enfriamiento.

A continuacion, la chapa de acero laminada en frfo recocida se sumerge en un bano de galvanizado. La temperatura de la chapa de acero sumergida en el bano de recubrimiento (la temperatura de la chapa sumergida) preferentemente esta dentro de un intervalo de temperatura de (la temperatura del bano de galvanizado fundido de - 40°C) a (la temperatura del bano de galvanizado fundido de + 40°C). La inmersion en un bano de galvanizado en el que la temperatura de la chapa de laminado en frfo recocida no cae a no mas que Ms ° C es particularmente deseable. Esto es para evitar el ablandamiento causado por el templado de la martensita.

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Ademas, si la temperatura de la lamina sumergida es menor que (la temperatura del bano de galvanizado fundido de - 40 °C), entonces la perdida de calor tras la inmersion dentro del bano de recubrimiento se hace grande, y puede provocar la solidificacion parcial de la galvanizacion; de este modo, conduciendo a un deterioro en la apariencia externa del recubrimiento. Por este motivo, el lfmite inferior para la temperatura de la chapa sumergida se establece en (la temperatura del bano de galvanizado fundido de - 40 °C). Sin embargo, si la temperatura de la chapa antes de la inmersion es inferior que (la temperatura del bano de galvanizado fundido de - 40 °C), entonces la lamina puede ser recalentada antes de la inmersion para elevar la temperatura de la chapa a un valor de no menor que (la temperatura del bano de galvanizado fundido de - 40 °C). Por otro lado, si la temperatura de la chapa sumergida excede la (la temperatura del bano de galvanizado fundido de + 40 °C), entonces surgen problemas operacionales asociados con el aumento de la temperatura del bano de recubrimiento. Ademas de zinc puro, el bano de recubrimiento tambien puede incluir otros elementos tales como Fe, Al, Mg, Mn, Si, y Cr.

Posteriormente, despues se sumergir la chapa de laminado en frfo en el bano de galvanizado, la chapa se enfrfa en todo el intervalo de temperatura de 250 a 100°C a una velocidad de enfriamiento de al menos 5°C/segundo, y entonces se enfrfa hasta temperatura ambiente. Este enfriamiento puede inhibir el templado de la martensita. Aun cuando el enfriamiento se realiza hasta una temperatura de no mas que la temperatura Ms, si la tasa de enfriamiento es lenta, entonces los carburos pueden precipitar dentro de la martensita durante el enfriamiento. Por consiguiente, la tasa de enfriamiento se establece en al menos 5°C/segundo. Si la tasa de enfriamiento es menor que 5°C/segundo, entonces los carburos son generados dentro de la martensita durante el proceso de enfriamiento, lo que ablanda el acero y hace diffcil obtener una resistencia de al menos 880 MPa.

Al fabricar una chapa de acero galvanizado por inmersion en caliente aleado de la presente invencion, despues se sumergir la chapa de laminado en frfo en el bano de galvanizado dentro de la lfnea de procesamiento de galvanizado por inmersion en caliente continua que se describe mas arriba, ademas se incluye una etapa para alear la capa de recubrimiento. En la etapa de aleacion, la chapa de acero galvanizado laminada en frfo ase somete a un tratamiento de recocido posterior al galvanizado a una temperatura de al menos 460°C. Si esta temperatura de tratamiento de recocido posterior al galvanizado es menor que 460°C, entonces la aleacion procede lentamente, y la productividad es pobre. Aunque no existen restricciones particulares sobre el lfmite superior para la temperatura de aleacion, si la temperatura excede los 620°C, entonces la aleacion avanza demasiado rapido, y no puede lograrse favorable espolvoreado. Por consiguiente, la temperatura de tratamiento de recocido posterior al galvanizado es preferentemente no mayor que 620°C. En la chapa de acero laminada en frfo de la presente invencion, desde el punto de vista del control estructural, debido a que una mezcla de Cr, Si, Mn, Ti, y B se anade al acero, el efecto de retardar la transformacion en el intervalo de temperatura de 500 a 620°C es muy potente. Como resultado, la transformacion de perlitas y precipitacion de carburos no necesitan ser consideradas, los efectos de la presente invencion pueden lograrse con buena estabilidad, y la fluctuacion en las propiedades mecanicas es minima. Ademas, debido a que la chapa de acero de la presente invencion contiene nada de martensita previo al tratamiento de recocido posterior al galvanizado, el ablandamiento del acero debido al templado no necesita ser considerado.

Despues del tratamiento de calentamiento del tratamiento de recocido posterior al galvanizado, el laminado de templado es conducido preferentemente a fin de controlar el nivel de rugosidad de la superficie, controlar la forma de la chapa, y controlar la elongacion lfmite de elasticidad. La relacion de reduccion para este laminado de templado preferentemente esta dentro de un intervalo de 0,1 a 1,5%. Si la relacion de reduccion para el laminado de templado es menor que 0,1%, entonces el efecto es mfnimo, y el control tambien es diffcil, y por ello se convierte en 0,1% el lfmite inferior. En oposicion, si la relacion de reduccion para el laminado de templado excede el 1,5%, entonces la productividad se deteriora drasticamente, y por ello 1,5% actua como un lfmite superior. El laminado de templado puede llevarse a cabo ya sea en lfnea o fuera de lfnea. Ademas, un laminado de templado simple se puede realizar para lograr la relacion de reduccion deseada, o se puede realizar una pluralidad de repeticiones de laminado.

Ademas, con el fin de mejorar aun mas la adherencia de recubrimiento, la chapa de acero se puede someter a recubrimiento con uno o mas elementos seleccionados entre Ni, Cu, Co, y Fe antes del recocido y la realizacion del recubrimiento no representa una desviacion de la presente invencion.

Ademas, con respecto al recocido llevado a cabo antes del recubrimiento, los posibles metodos incluyen el metodo de Sendzimir (en el que despues del lavado con acido desengrasante, la chapa se calienta en una atmosfera no oxidante, se recoce en una atmosfera reductora que contiene H2 y N2, se enfrfa a una temperatura proxima a la temperatura del bano de recubrimiento, y entonces se sumerge en el bano de recubrimiento), un metodo de horno de reduccion completa (en el que la chapa de acero se limpia antes del recubrimiento, controlando la atmosfera durante el recocido por lo que entonces la superficie de la chapa de acero esta inicialmente oxidada y se reduce posteriormente, y entonces la lamina limpiada se sumerge en el bano de recubrimiento), y el metodo de flujo (en el que despues del lavado con acido desengrasante, la chapa se somete a un tratamiento de flujo utilizando cloruro de amonio o similar y entonces se sumerge en el bano de recubrimiento), y los efectos de la presente invencion pueden lograrse independientemente de las condiciones bajo las cuales se realiza el tratamiento. Ademas, independientemente de la tecnica utilizada para el recocido previo al recubrimiento, asegurando que el punto de rocfo durante el calentamiento se encuentra a -20 ° C o mas es ventajoso en terminos de la capacidad de humectacion del recubrimiento y la reaccion de aleacion que se produce durante la aleacion.

Someter la chapa de acero laminada en frfo de la presente invencion a electrodeposicion no provoca absolutamente

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ninguna perdida en la resistencia a la traccion, ductilidad, o capacidad de expansion de orificios de la chapa de acero. En otras palabras, la chapa de acero laminada en fno de la presente invencion es ideal como material para la electrodeposicion. Los efectos de la presente invencion tambien pueden obtenerse si la chapa se somete a un recubrimiento organico o tratamiento de recubrimiento de la capa superior.

La chapa de acero de la presente invencion no solo exhibe resistencia superior de uniones soldadas, sino que tambien proporciona dedconformabilidad superior (capacidades de moldeo) para los materiales o componentes que incluyen una parte soldada. En general, si se reduce el tamano de grano en una microestructura de acero para proporcionar una mejora en la resistencia, entonces el calentamiento que se aplica durante soldadura por puntos tambien provoca calentamiento de las regiones en o en la proximidad de la parte fundida, y esto puede causar engrosamiento de los granos y un marcado deterioro la resistencia dentro de las regiones afectadas por el calor. Como resultado, si la chapa de acero que contiene la porcion soldada ablandada se somete a conformacion de prensa, entonces la deformacion se concentra dentro de la region mas blanda y puede dar lugar a una fractura; por ello, la chapa de acero exhibe capacidades de moldeo pobres. Sin embargo, la chapa de acero de la presente invencion incluye elementos tales como Ti, Cr, Mn, y B, que muestran potentes efectos de supresion del crecimiento del grano, son anadidos grandes cantidades con el fin de controlar el tamano del grano de ferrita durante la etapa de recocido, y como resultado, no se produce el engrosamiento de los granos de ferrita dentro de las regiones afectadas por el calor; por ello, el ablandamiento del acero es poco probable que ocurra. En otras palabras, la presente invencion no solo proporciona una resistencia superior para las uniones formadas por soldadura por punto, laser, o arco, sino que tambien proporciona excelente conformabilidad de prensa para componentes tales como chapas a medida que incluyen una parte soldada (aqrn, el termino "conformabilidad" significa que incluso si un material que contiene una porcion soldada se somete a moldeo, la fractura no se produce en la parte soldada o dentro de una region afectada por el calor).

Ademas, se fabrica la chapa de acero galvanizado de alta resistencia, alta ductilidad de la presente invencion que exhibe excelente conformabilidad y capacidad de expansion de orificios, en principio, mediante los procesos tfpicos de produccion de acero de refinacion del mineral, fabricacion de acero, fundicion, laminado en caliente , y laminado en fno, pero incluso si la produccion se lleva a cabo con alguna o todas estas etapas omitidas, aun se pueden obtener los efectos de la presente invencion si se cumplen las condiciones de acuerdo a la presente invencion.

EJEMPLOS

Los efectos de la presente invencion se describen con mas detalle a continuacion mediante una serie de ejemplos. Cabe senalar que la presente invencion no se limita a los siguientes ejemplos, y pueden hacerse diversas modificaciones sin apartarse del ambito de aplicacion de la presente invencion.

Primero, las planchas que contienen los diversos componentes que se muestran en la Tabla 1 (unidades: % en masa) se calentaron hasta 1.230°C, y se llevo a cabo el laminado en bruto en una relacion de reduccion de 87,5% para formar una chapa laminada en bruto. Posteriormente, utilizando las condiciones que se muestran en las Tablas 2 a 5, cada chapa laminada en bruto se mantuvo dentro de un intervalo de temperatura de 950 a 1080°C, y entonces se sometio a laminado de acabado en una relacion de reduccion de 90% para formar una chapa laminada en caliente. Posteriormente, despues de llevar a cabo el enfriamiento por aire y enfriamiento por agua, cada chapa laminada en caliente se bobino en las condiciones que se muestran en las Tablas 2 a 5. Para una porcion de las chapas de acero, la chapa de acero se sometio a enfriamiento por agua y bobinando inmediatamente despues del laminado de acabado, sin primero llevar a cabo el enfriamiento por aire. Despues de lavar con acido, cada una de las chapas laminadas en caliente obtenidas se sometio a laminado en fno para reducir el espesor de 3 mm de la chapa laminada en caliente hasta 1,2 mm; de este modo, obteniendo una chapa de laminado en fno.

En las tablas, una entrada subrayada representa un valor fuera del intervalo especificado por la presente invencion. En la Tabla 1, una entrada de "-* 1" significa que el componente no se anadio. En las Tablas 2 a 5, en la columna etiquetada "Producto chapa tipo *2", "CR" representa una chapa de acero laminada en fno, "GI" representa una chapa de acero galvanizado, y "GA" representa una chapa de acero galvanizado por inmersion en caliente aleado. Ademas, "FT" representa la temperatura de laminado de acabado (o temperatura de acabado).

Acero No.: C Cr Si Mn B Ti P S Al N 0 Otro Ac1

A: 0,065 1,46 0,42 1,86 0,0014 0,067 0,009 0,0019 0,017 0,0024 0,0019 740 Ejemplo inventivo

B: 0,075 0,95 0,59 2,07 0,0022 0,059 0,008 0,0021 0,019 0,0023 0,0017 734 Ejemplo inventivo

C: 0,086 0,45 0,62 2,38 0,0028 0,054 0,008 0,0022 0,014 0,0021 0,0019 723 Ejemplo inventivo

D: 0,095 0,24 0,49 2,24 0,0024 0,054 0,011 0,0021 0,036 0,0022 0,0024 717 Ejemplo inventivo

E: 0,077 0,19 0,33 2,17 0,0017 0,019 0,008 0,0024 0,019 0,0024 0,0019 Ni=0,04 713 Ejemplo inventivo

F: 0,08 0,88 0,78 2,02 0,0008 0,044 0,009 0,0029 0,033 0,0045 0,0026 Cu=0,03 739 Ejemplo inventivo

G: 0,086 0,84 0,47 2,16 0,0021 0,026 0,010 0,0023 0,042 0,0019 0,0023 V=0,071 728 Ejemplo inventivo

H: 0,081 0,64 0,88 2,41 0,0006 0,046 0,009 0,0019 0,019 0,0022 0,0020 Nb=0,032 734 Ejemplo comparativo

I: 0,079 0,71 1,42 1,98 0,0029 0,041 0,009 0,0021 0,016 0,0021 0,0019 Mo=0,34 755 Ejemplo comparativo*

J: 0,16 -* 1 0,54 2,42 -*1 -* 1 0,011 0,0021 0,028 0,0025 0,0024 713 Ejemplo comparativo

K: 0,027 0,57 0,59 2,07 0,0039 0,020 0,009 0,0025 0,016 0,0022 0,0026 728 Ejemplo comparativo

L: 0,095 0,67 0,61 2,20 -* 1 0,019 0,011 0,0021 0,015 0,0022 0,0016 729 Ejemplo comparativo

M: 0,077 -* 1 0,62 2,23 0,0012 0,062 0,009 0,0028 0,030 0,0027 0,0026 699 Ejemplo comparativo

N: 0,092 0,49 -* 1 1,84 0,0021 0,018 0,013 0,0024 0,025 0,0027 0,0028 703 Ejemplo comparativo

O: 0,089 -* 1 -* 1 1,39 -* 1 0,044 0,022 0,0025 0,039 0,0023 0,0025 708 Ejemplo comparativo

P: 0,155 0,32 0,51 2,43 0,0015 0,057 0,009 0,0021 0,024 0,0032 0,002 717 Ejemplo comparativo

Q: 0,088 0,62 0,72 2,16 0,0014 0,054 0,011 0,0032 0,028 0,0086 0,0032 731 Ejemplo comparativo

R: 0,074 0,72 0,92 2,77 0,0005 0,06 0,007 0,0033 0,019 0,0025 0,0017 732 Ejemplo comparativo

Acero No.: Producto chapa tipo*2 Tiempo de retencion a 950 a 1080°C FT (°C) Temperature de enfriamiento de chapa laminada en caliente (°C)

A-1: CR 5 910 540

A-2: CR 1 960 530

A-3: CR 20 880 560

A-4: CR 6 780 510

A-5: CR 11 890 490

A-6: CR 6 920 540

A-7: CR 10 870 490

A-8: CR 11 900 540

A-9: CR 8 920 560

A-10: CR 12 810 720

A-11: CR 8 890 610

A-12: CR 9 900 540

A-13: CR 10 880 620

A-14: CR 12 930 540

A-15: CR 10 910 570

A-16: CR 9 890 580

A-17: CR 16 920 570

A-18: CR 14 910 600

A-19: GI 10 910 540

A-20: GI 2 960 510

Tabla 3

Acero No.: Producto chapa tipo *2 Tiempo de retencion a 950 a 1080°C (segundos) FT (°C) Temperature de enfriamiento de chapa laminada en caliente (°C)

A-21: GI 10 890 540

A-22: GI 12 920 570

A-23: GI 10 910 560

A-24: GA 12 870 560

A-25: GA 1 950 550

A-26: GA 6 1020 570

A-27: GA 12 910 460

A-28: GA 9 910 520

A-29: GA 34 790 420

A-30: GA 10 900 490

A-31: GA 12 910 550

A-32: GA 8 890 530

A-33: GA 12 940 570

A-34: GA 12 920 600

A-35: GA 14 900 560

A-36: GA 8 920 550

B-1: CR 10 890 510

B-2: GI 11 920 560

B-3: GA 7 900 540

C-1: CR 10 900 530

Tabla 4

Acero No.: Producto chapa tipo *2 Tiempo de retencion a 950 a1080°C (segundos) FT (°C) Temperature de enfriamiento de chapa laminada en caliente (°C)

C-2: CR 8 890 610

D-1: CR 12 890 490

E-1: CR 10 920 530

E-2: CR 2 790 460

E-3: C11. 1 1020 620

E-4: CR 6 940 580

E-5: CR 12 920 560

E-6: CR 11 900 530

E-7: GI 8 890 540

E-8: GA 11 910 560

E-9: GA 2 920 540

E-10: GA 180 780 510

E-11: GA 10 880 530

E-12: GA 8 900 730

E-13: GA 6 920 550

E-14: CR 12 900 560

E-15: CR 10 910 580

E-16: CR 11 920 570

F-1: CR 12 890 560

F-2: GA 8 910 530

Tabla 5

Acero No: Producto chapa tipo *2 Tiempo de retencion a 950 a 1080°C (segundos) FT (°C) Temperature de enfriamiento de chapa laminada en caliente (°C)

G-1: CR 8 920 520

G-2: CR 10 940 600

H-1: CR 8 910 550

H-2: GI 8 920 540

H-3: GA 9 910 480

I-1: CR 11 880 550

I-2: GA 8 910 530

J-1: CR 10 890 610

J-2: CR 10 890 590

K-l: CR 13 920 540

L-1: GA 8 910 540

M-1: GA 8 890 570

N-1: GA 9 880 610

O-1: GA 10 880 620

P-1: CR 12 920 570

P-2: GA 10 910 530

Q-1: GA 11 910 560

R-1: GA 12 890 550

(Chapa de laminado en frfo)

Cada chapa de laminado en frfo se sometio a recocido utilizando un aparato de recocido en las condiciones que se muestran en las Tablas 6 a 9.

5 La chapa de laminado en frfo se calento a una tasa de calentamiento promedio predeterminada (tasa promedio de incremento de temperatura), y entonces se mantuvo durante un tiempo de retencion predeterminado a una temperatura de no menor que 550°C y no mas que la temperatura de punto de transformacion Ac1. La chapa entonces se calento hasta una temperatura de recocido especificada, y se mantuvo a esa temperatura durante 90 segundos. Posteriormente, cada chapa se enfrio en las condiciones de enfriamiento que se muestran en las Tablas 6 10 a 9. La chapa entonces se enfrio hasta temperatura ambiente a una tasa de enfriamiento predeterminada especificada en las Tablas 10 a 13, completando de este modo la produccion de una chapa de acero laminada en frfo.

En las Tablas 10 a 13, una entrada "-*3" significa que el paso no se realizo, "* 6" significa que despues del primer enfriamiento a temperatura ambiente, se llevo a cabo un tratamiento de revenido a la temperatura especificada.

15 Tabla 6

Acero: Tasa de aumento de Tiempo de Temperatura de Tasa de enfriamiento Tasa de enfriamiento

No.: temperatura retencion a recocido promedio de temperatura de promedio de 620°C a

(°C/segundo): 550°C a Ac1 (°C) recocido a 620°C 570°C (°C/segundo)


: (segundos) (°C/segundo)

A-1: 3,8 55 820 4,0 40

A-2: 3,7 68 780 4,0 40

A-3: 5,4 38 820 6,0 60

A-4: 3,9 51 800 4,0 40

A-5: 2,2 94 790 2,0 20

A-6: 6,4 34 780 12,0 120

A-7: 3,8 58 820 4,0 40

A-8: 3,8 58 820 4,0 40

A-9: 5,8 42 820 9,0 90

A-10: 3,8 52 810 4,0 40

A-11: 3,4 61 720 4,0 40

A-12: 3,9 54 840 4,0 40

A-13: 4,0 50 890 4,0 40

A-14: 3,8 54 820 4,0 40

A-15: 8,2 27 820 4,0 40

A-16: 3,4 10 830 4,6 40

A-17: 3,8 58 820 36,0 40

A-18: 3,8 54 820 4 40

A-19: 3,9 56 810 7,0 6,8

A-20: 2,2 92 770 2,6 2,4

(°C/segundo): 550°C a Ac1 (°C) recocido a 620°C 570°C (°C/segundo)


: (segundos) (°C/segundo)

A-21: 3,8 52 810 7,1 6,8

A-22: 0,6 18 830 7,2 7,1

A-23: 3,8 56 820 3,8 40

A-24: 2,2 88 830 2,7 2,4

A-25: 2,2 88 810 2,6 2,4

A-26: 2,1 94 790 2,7 2,4

A-27: 2,1 94 790 2,6 2,4

A-28: 0,8 175 820 2,2 0,4

A-29: 2,2 92 830 2,8 2,4

A-30: 1,7 118 690 2,6 2,4

A-31: 2,4 85 900 2,7 2,4

A-32: 2,2 92 820 2,6 2,4

A-33: 2,2 92 830 2,6 2,4

A-34: 86 32 820 2,6 2,4

A-35: 0,6 92 850 2,6 2,4

A-36: 2,4 90 820 2,6 2,4

B-1: 5,4 43 820 6,0 60

B-2: 2,2 92 820 2,5 2,4

B-3: 2,2 92 830 2,7 2,4

C-1: 4,9 48 830 5,0 50

Tabla 8

Acero No.: Tasa de aumento de temperatura (°C/segundo) Tiempo de retencion a 550°C a Ac1 (segundos) Temperatura de recocido (°C) Tasa de enfriamiento promedio de temperatura de recocido a 620°C (°C/segundo) Tasa de enfriamiento promedio de 620°C a 570°C (°C/segundo)

C-2: 6,0 38 870 7,0 70

D-1: 5,4 36 810 6,0 60

E-1: 3,8 60 810 4,0 40

E-2: 3,6 62 780 4,0 40

E-3: 6,6 40 790 12,0 120

E-4: 5,5 39 820 9,0 90

E-5: 10,2 51 830 4,2 40

E-6: 3,8 16 820 4,0 40

E-7: 2,2 95 820 2,6 2,4

E-8: 6,4 38 840 8,2 6,8

E-9: 2,8 74 800 4,9 4,6

E-10: 2,8 76 800 5,0 4,6

E-11: 2,2 94 780 2,8 2,4

E-12: 2,8 74 820 5,0 4,6

E-13: 1,8 120 720 2,8 2,4

E-14: 10,6 42 820 4,2 40

E-15: 28,2 45 830 4,2 40

E-16: 3,8 18 820 3,9 40

F-1: 3,8 62 820 3,8 40

F-2: 4,8 64 830 2,8 2,4

Tabla 9

(°C/segundo): 550°C a Ac1 (°C) recocido a 620°C 570°C (°C/segundo)


: (segundos) (°C/segundo)

G-1: 5,4 36 820 6,0 60

G-2: 4,1 56 870 4,0 40

H-1: 3,8 58 830 4,0 40

H-2: 2,8 73 820 4,9 4,6

H-3: 2,2 92 830 2,6 2,4

I-1: 5,4 44 820 6,0 60

I-2: 4,2 54 820 4,9 4,6

J-1: 3,7 58 800 4,0 40

J-2: 5,6 39 860 6,0 60

K-1: 3,9 60 830 4,0 40

L-1: 2,9 72 840 5,2 4,6

M-1: 2,6 82 780 5,1 4,6

N-1: 2,2 92 820 2,7 2,4

O-1: 2,8 82 820 5,2 4,6

P-1: 5,6 44 820 6,0 60

P-2: 2,8 76 840 5,2 4,6

Q-1: 2,6 84 800 5,0 4,6

R-1: 2,1 94 780 2,7 2,4

Tabla 10

Acero No.: Temperatura de aleacion (°C) Temperatura de templado (°C) Tasa de enfriamiento promedio de 250°C a 100°C (°C/segundo)

A-1: -*3 -*3 8 Ejemplo inventivo

A-2: -*3 -*3 8 Eiemplo comparativo

A-3: -*3 -*3 12 Ejemplo inventivo

A-4: -*3 -*3 8 Eiemplo comparativo

A-5: -*3 -*3 5 Eiemplo comparativo

A-6: -*3 -*3 16 Ejemplo inventivo

A-7: -*3 -*3 8 Ejemplo inventivo

A-8: -*3 -*3 9 Ejemplo inventivo

A-9: -*3 -*3 19 Ejemplo inventivo

A-10: -*3 -*3 9 Ejemplo comparativo

A-11: -*3 -*3 9 Ejemplo comparativo

A-12: -*3 -*3 8 Ejemplo inventivo

A-13: -*3 -*3 8 Ejemplo comparativo

A-14: -*3 460*6 9 EiemDlo comDarativo

A-15: -*3 -*3 8 EiemDlo comDarativo

A-16: -*3 -*3 9 Eiemplo comDarativo

A-17: -*3 -*3 12 EiemDlo comDarativo

A-18: -*3 -*3 1 Eiemplo comDarativo

A-19: -*3 -*3 15 EjemDlo inventivo

A-20: -*3 -*3 8 EiemDlo comDarativo

Tabla 11

Acero No.: TemDeratura de aleacion (°C) TemDeratura de temDlado (°C) Tasa de enfriamiento Dromedio de 250°C a 100°C (°C/segundo)

A-21: -*3 370*6 14 EiemDlo comDarativo

A-22: -*3 -*3 9 EiemDlo comDarativo

A-23: -*3 -*3 1 EiemDlo comDarativo

A-24: 510 -*3 8 EiemDlo inventivo

A-25: 520 -*3 8 EiemDlo comDarativo

A-26: 540 -*3 8 EiemDlo comDarativo

A-27: 550 -*3 8 EiemDlo comDarativo

A-28: 530 -*3 8 EiemDlo comDarativo

A-29: 520 -*3 8 EiemDlo comDarativo

A-30: 540 -*3 8 EiemDlo comDarativo

A-31: 530 -*3 8 EiemDlo comDarativo

A-32: 540 -*3 8 EiemDlo inventivo

A-33: 530 430*6 8 EiemDlo comDarativo

A-34: 540 -*3 9 EiemDlo comDarativo

A-35: 530 -*3 10 EiemDlo comDarativo

A-36: 530 -*3 1 EiemDlo comDarativo

B-1: -*3 -*3 12 EiemDlo inventivo

B-2: -*3 -*3 8 EiemDlo inventivo

B-3: 510 -*3 9 EiemDlo inventivo

C-1: -*3 -*3 11 EiemDlo inventivo

Tabla 12

C-2: -*3 -*3 15 EiemDlo comDarativo

D-1: -*3 -*3 14 EiemDlo inventivo

E-1: -*3 -*3 9 EiemDlo inventivo

E-2: -*3 -*3 10 EiemDlo comDarativo

E-3: -*3 -*3 26 EiemDlo comDarativo

E-4: -*3 -*3 21 EiemDlo inventivo

E-5: -*3 -*3 8 EiemDlo comDarativo

E-6: -*3 -*3 10 EiemDlo comDarativo

E-7: -*3 -*3 7 Ejemplo inventivo

E-8: 520 -*3 19 Ejemplo inventivo

E-9: 540 -*3 14 Eiemplo comparativo

E-10: 480 -*3 14 Eiemplo comparativo

E-11: 520 -*3 8 Ejemplo comparativo

E-12: 540 -*3 13 Ejemplo comparativo

E-13: 530 -*3 9 Ejemplo comparativo

E-14: -*3 -*3 10 Ejemplo comparativo

E-15: -*3 -*3 12 Ejemplo comparativo

E-16: -*3 -*3 9 Ejemplo comparativo

F-1: -*3 -*3 10 Ejemplo inventivo

F-2: -*3 -*3 9 Ejemplo inventivo

Tabla 13

G-1: -*3 -*3 14 Ejemplo inventivo

G-2: 590 -*3 9 Ejemplo comparativo

H-1: -*3 -*3 9 Ejemplo comparativo

H-2: -*3 -*3 12 Ejemplo comparativo

H-3: 520 -*3 8 Ejemplo comparativo

I-1: -*3 -*3 12 Ejemplo comparativo

1-2: 520 -*3 11 Ejemplo comparativo

J-1: -*3 -*3 8 Ejemplo comparativo

J-2: -*3 -*3 13 Ejemplo comparativo

K-1: -*3 -*3 9 Ejemplo comparativo

L4: 540 -*3 8 Ejemplo comparativo

M-1: 540 -*3 9 Ejemplo comparativo

N-1: 570 -*3 6 Ejemplo comparativo

0-1: 540 -*3 8 Ejemplo comparativo

P-1: -*3 420*6 14 Ejemplo comparativo

P-2: 550 420*6 8 Ejemplo comparativo

Q-1: 530 -*3 7 Ejemplo comparativo

R-1: 540 -*3 6 Ejemplo comparativo

Con respecto a la atmosfera dentro del horno utilizado para fabricar la chapa de acero laminada en frfo, se adjunto 5 un dispositivo que quemaba un vapor mixto complejo de CO y H2 y introdujo el H2O y CO2 resultante, y tambien se introdujo N2 gaseoso que contenfa 10 % en volumen de H2 con un punto de rocfo de -40 °C; de este modo, la atmosfera dentro del horno fue capaz de ser controlada.

(Chapa de acero galvanizado, chapa de acero galvanizado por immersion en caliente aleado)

Una chapa de laminado en frfo se sometio a recocido y recubrimiento utilizando un aparato de galvanizado por 10 inmersion en caliente continuo.

Con respecto a las condiciones de recocido y la atmosfera dentro del horno, para asegurar propiedades de recubrimiento favorables, se adjunto un dispositivo que quemaba un vapor mixto complejo de CO y H2 e introdujo el H2O y CO2 resultante, y tambien se introdujo N2 gaseoso que contenfa 10 % en volumen de H2 con un punto de rocfo de -10 °C, donde el recocido se llevo a cabo en las condiciones que se muestran en las Tablas 6 a 9.

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55

La chapa de laminado en frfo que habfa sido recocida y entonces enfriada a una tasa de enfriamiento especificada entonces se sumergio en un bano de galvanizado. Posteriormente, la chapa se enfrio utilizando las tasas de enfriamiento que se muestran en las Tablas 10 a 13, completando de ese modo la preparacion de una serie de chapas de acero galvanizado.

Al fabricar una chapa de acero galvanizado por inmersion en caliente aleado, la chapa de laminado en frfo se sumergio en el bano de galvanizado, y entonces se sometio a un tratamiento de recocido posterior al galvanizado a una temperatura que se muestra en las Tablas 10 a 13 dentro de un intervalo de 480 a 590°C.

Particularmente en el caso de Aceros Nos. A a J, que contienen una gran cantidad de Si, si la atmosfera dentro del horno no se controla, entonces el acero es propenso a fallos de recubrimiento o un retraso en la aleacion. Por consiguiente, cuando un acero que tiene un alto contenido de Si se somete a galvanizacion y tratamiento de recocido posterior al galvanizado, la atmosfera (el potencial de oxfgeno) debe ser controlado.

La cantidad de galvanizado en la chapa de acero recubierta se establecio en aproximadamente 50 g/m2 para cada una de ambas superficies. Por ultimo, la chapa de acero resultante se sometio un laminado de temple en una relacion de reduccion del 0,3%.

A continuacion, la microestructura de cada una de las chapas de acero laminadas en frfo obtenidas, chapas de acero galvanizadas por inmersion en caliente , y chapa de acero galvanizado por inmersion en caliente aleada se analizo utilizando el procedimiento que se describe a continuacion. Una seccion transversal a lo largo de la direccion de laminado de la chapa de acero o una seccion transversal en una direccion ortogonal a la direccion de laminado fue grabada usando un reactivo de Nital o un reactivo que se describe en la Solicitud de Patente Japonesa sin examinar, primera publicacion No. S59 -219473, y la superficie entonces se inspecciono con un aumento de 1000 veces en un microscopio optico, y con un aumento de 1.000 a 100.000 veces usando microscopios electronicos de transmision y barrido. Estas observaciones permitieron que cada una de las fases dentro de la microestructura, es decir, ferrita, perlita, cementita, martensita, bainita, austenita y microestructuras residuales sean identificadas, se observaron los lugares y forma de cada fase, y el tamano del grano de ferrita fue medido.

La fraccion de volumen de cada fase se determino mediante la observacion de la superficie con un aumento de 2.000 veces utilizando un microscopio electronico de barrido, midiendo 20 campos de vision, y entonces determinando las diversas fracciones de volumen usando el metodo de conteo de puntos.

Con el fin de medir el tamano de bloque de martensita, se observo la microestructura utilizando un metodo de FE-SEM EBSP, se determinaron las orientaciones de cristal, y se midieron los tamanos de bloque. En la chapa de acero de la presente invencion, debido a que el tamano de bloque de martensita era considerablemente menor que aquel de los aceros convencionales, se necesito tomar cuidados para garantizar que se utilizara un incremento suficientemente pequeno durante el analisis FE-SEM EBSP. En la presente invencion, el barrido se realizo en un incremento de 50 nm, la microestructura de cada microestructura de grano de martensita se analizo, y se determino el tamano de bloque.

Ademas, el contenido de Cr dentro de la martensita / el contenido de Cr dentro de la ferrita poligonal se midio utilizando EPMA. Debido a que las chapas de acero de la presente invencion tienen una microestructura muy fina, se realizo el analisis con un aumento de 3.000 veces utilizando un diametro de punto de 0,1 pm.

En esta investigacion, se llevo a cabo la medicion de la relacion de dureza de martensita respecto de ferrita (DHTM / DHTF) mediante el uso de un metodo de medicion de profundidad de penetracion para medir los valores de dureza respectivos, utilizando un medidor de microdureza dinamico con un indentador piramidal de tipo triangular de Berkovich y usando una carga de 0,2 g.

Se consideraba que las chapas de acero cuya relacion de dureza de DHTM/DHTF era al menos 3,0 cumplfan con el intervalo de la presente invencion. Esta relacion representa la dureza de martensita que se requiere para asegurar que la chapa de acero exhiba resistencia favorable, capacidad de expansion de orificios, y soldabilidad simultaneamente, y es un resultado que se determino mediante el analisis de los resultados de varias pruebas. Si esta relacion de dureza es menor que 3,0, entonces pueden surgir varios problemas, incluyendo una incapacidad para lograr la resistencia deseada, o un deterioro de la capacidad de expansion de orificios o soldabilidad, y como resultado, esta relacion de dureza debe ser al menos 3,0.

Ademas, se llevaron a cabo ensayos de traccion para medir la tension de fluencia (YS), el maximo esfuerzo de traccion (TS), y el alargamiento total (El). Las chapas de acero de la presente invencion son microestructuras compuestas que incluyen microestructuras duras y ferrita, y en muchos casos, no pueden existir una elongacion lfmite de elasticidad. Por este motivo, la tension de fluencia se midio utilizando un metodo de compensacion del 0,2%. Entonces, las chapas de acero cuyo valor de TS x El es al menos 16.000 (MPa x%) se consideraron como chapas de acero de alta resistencia con un equilibrio favorable de resistencia y ductilidad.

La relacion de expansion de orificios (X) se evaluo mediante la perforacion de un agujero circular que tenia un diametro de 10 mm en toda la chapa de acero con un espacio de 12,5%, y utilizando entonces un punzon conico de 60 ° para ampliar el orificio con la rebaba situada en el lado de la matriz.

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25

30

35

En cada conjunto de condiciones, se llevaron a cabo cinco ensayos de expansion de orificios por separado, y el valor promedio de las cinco pruebas se registro como la relacion de expansion de orificios. Las chapas de acero cuyo valor de TS x A fue al menos 40.000 (MPa x%) se consideraron como chapas de acero de alta resistencia con un equilibrio favorable de resistencia y capacidad de expansion de orificios.

Las chapas de acero que satisfacen el equilibrio favorable mencionado mas arriba de resistencia y ductilidad y el equilibrio favorable de resistencia y capacidad de expansion de orificios se consideran chapas de acero de alta resistencia que tienen excelente equilibrio entre la capacidad de expansion de orificios y la ductilidad.

La capacidad de flexion de las chapas de acero tambien se evaluo. La capacidad de flexion se evaluo mediante la preparacion de una pieza de ensayo que tenia una dimension de 100 mm en una direccion perpendicular a la direccion de laminado y una dimension de 30 mm en la direccion de laminado, y entonces evaluando el radio de curvatura minimo en el que una curva de 90 ° provoca agrietamiento. En otras palabras, la capacidad de flexion se evaluo mediante una serie de perforaciones con un radio de curvatura en la punta del punzon de 0,5 mm a 3,0 mm en etapas de 0,5 mm, y el radio de curvatura minimo se definio como el radio de curvatura mas pequeno en el que no se produjo el agrietamiento de la chapa de acero. Cuando se evaluo la capacidad de flexion de las chapas de acero de la presente invencion, se logro una capacidad de flexion muy favorable de 0,5 mm para aquellos aceros que satisfacfan las condiciones de la presente invencion.

La capacidad de soldadura por puntos se evaluo en las condiciones detalladas a continuacion.

Electrodo (tipo domo): diametro de punta 6 mm$

Fuerza aplicada: 4,3 kN

Corriente de soldadura: (CE-0,5) kA (CE: la corriente inmediatamente previa a la aparicion de salpicaduras)

Tiempo de soldado: 14 ciclos Tiempo de retencion: 10 ciclos

Despues de la soldadura, una prueba de resistencia a la fatiga por traccion y una prueba de resistencia a la tension transversal se llevaron a cabo de acuerdo con JIS Z 3136 y JIS Z 3137, respectivamente. Para cada prueba, se realizaron cinco soldaduras utilizando una corriente de soldadura de CE, y se registraron los valores promedio como la prueba de resistencia a la fatiga por traccion (TSS) y prueba de resistencia a la tension cruzada (CTS), respectivamente. Las chapas de acero cuya relacion de ductilidad representada por la relacion de estos dos valores (es decir, CTS / TSS) era al menos 0,4 fueron consideradas chapas de acero de alta resistencia de soldabilidad excelente.

Los resultados obtenidos se muestran en las Tablas 14 a 25.

En las Tablas 14 a 17, en la columna etiquetada "Producto chapa tipo *2", "CR" representa a chapa de acero laminada en frfo, "GI" representa a chapa de acero galvanizado, y "GA" representa una chapa de acero galvanizado por inmersion en caliente aleado. Ademas, en la columna etiquetada "Microestructura *4", "F' representa ferrita, "B" representa bainita, "M" representa martensita, "TM" representa martensita templada, "RA” representa austenita residual, "P" representa perlita, y "C" representa cementita.

Ademas, en las Tablas 18 a 21, en la columna etiquetada "Configuracion de ferrita *5", "poligonal" se refiere a granos de ferrita que tienen una relacion de aspecto de no mas que 2, mientras que "alargada" se refiere a granos de ferrita que son alargados en la direccion de laminado.

Tabla 14

Acero: Producto chapa tipo *2 Microestructura *4 Fraccion de volumen de ferrita (%) Fraccion de volumen de martensita (%) Fraccion de volumen de bainita (%)

No.: Fase principal Microestructuras duras Microestructuras residuales

A-1: CR F B, M RA 68 27 3

A-2: CR F B, M RA 78 17 3

A-3: CR F B, M RA 67 27 4

A-4: CR F B, M RA 69 25 5

A-5: CR F B, M RA 76 21 2

A-6: CR F B, M RA 75 21 3

A-7: CR F B, M RA 69 27 3

A-8: CR F B, M - 71 24 4

A-9: CR F B, M RA 66 28 4

A-10: CR F B, M RA 70 25 5

A-11: CR F C 100 - -

A-12: CR F B, M RA 62 34 3

A-13: CR M - 0 100 -

A-14: CR F B, TM - 70 27 3

A-15: CR F B, M RA 77 20 2

A-16: CR F B, M RA 74 22 3

A-17: CR F B, M RA 44 32 23

A-18: CR F B, TM RA 70 24 4

A-19: GI F B, M RA 68 28 3

A-20: GI F B, M RA 80 15 3

Tabla 15

Acero No.: Producto chapa tipo *2 Microestructura *4 Fraccion de volumen de ferrita (%) Fraccion de volumen de martensita (%) Fraccion de volumen de bainita (%)

Fase principal: Microestructuras duras Microestructuras residuales

A-21: GI F B, TM - 69 29 2

A-22: GI F B, M RA 78 20 1

A-23: GI F B, TM - 69 31 -

A-24: GA F B, M RA 71 25 3

A-25: GA F B, M RA 74 23 2

A-26: GA F B, M RA 74 22 3

A-27: GA F B, M RA 80 17 2

A-28: GA F - P 78 -

A-29: GA F B, M RA 68 31 -

A-30: GA F C 100 -

A-31: GA = M - 0 100 -

A-32: GA F B, M RA 69 27 3

A-33: GA F B, TM - 72 26 2

A-34: GA F B, M RA 73 25 1

A-35: GA F B, M RA 75 22 2

A-36: GA F B, TM RA 72 28 -

B-1: CR F B, M RA 70 26 3

B-2: GI F B, M RA 74 22 2

B-3: GA F B, M RA 73 23 3

C-1: CR F B, M - 66 32 2

Fase principal: Microestructuras duras Microestructuras residuales

C-2: CR F B, M - 24 48 28

D-1: CR F B, M RA 69 28 2

E-1: CR F B, M RA 71 24 4

E-2: CR F B, M RA 79 1 7 3

E-3: CR F B, M RA 76 21 2

E-4: CR F B, M RA 71 25 3

E-5: CR F B, M RA 73 23 2

E-6: CR F B, M RA 74 20 3

E-7: GI F B, M RA 73 23 3

E-8: GA F B, M - 67 31 2

E-9: GA F B, M RA 78 20 1

E-10: GA F B, M RA 79 18 2

E-11: GA F B, M RA 80 15 3

E-12: GA F B, M RA 74 22 3

E-13: GA F C 100 - -

E-14: GA F B, M RA 75 21 2

E-15: GA F B, M RA 73 24 1

E-16: GA F B, M RA 76 20 3

F-1: CR F B, M RA 72 24 2

F-2: GA F B, M RA 72 26 1

Tabla 17

Fase principal: Microestructuras duras Microestructuras residuales

G-1: CR F B, M RA 73 24 2

G-2: GA F B, M - 40 37 23

H-1: CR F B, M RA 67 29 3

H-2: GI F B, M RA 73 23 3

H-3: GA F B, M - 72 26 2

I-1: CR F B, M. RA 68 26 4

I-2: GA F B, M RA 66 31 2

J-1: CR F B, M RA 82 16 1

J-2: CR F B, M - 26 53 21

K-1: CR F B, M RA 86 12 1

L-1: GA F B, M RA 84 11 4

M-1: GA F B, M RA 78 18 3

N-1: GA F P 83 - -

0-1: GA F P 93 -

P-1: CR F B, TM - 63 34 3

P-2: GA F B, TM - 68 30 2

Q-1: GA F B, M RA 72 23 3

R-1: GA F B, M RA 75 21 3

Tabla 18

Acero No.: Configuracion de ferrita * 5 Tamano de grano de ferrita (Mm) tamano de bloque de martensita (Mm) Relacion de concentracion de Cr (concentracion de Cr dentro de martensita / concentracion de Cr dentro de ferrita) Relacion de dureza (DHTM/DHTF)

A-1: Poligonal 2,6 0,6 1,44 3,29

A-2: Alargada 3,4 0,4 1,06 3,64

A-3: Poligonal 2,4 0,5 1,42 3,24

A-4: Alargada 3,2 0,5 1,14 3,29

A-5: Alargada 3,1 0,4 1,18 3,56

A-6: Poligonal 2,5 0,4 1,38 3,59

A-7: Poligonal 2,4 0,6 1,44 3,26

A-8: Poligonal 2,5 0,6 1,42 3,07

A-9: Poligonal 2,3 0,6 1,39 3,24

A-10: Poligonal 4,3 0,9 1,17 3,37

A-11: Poligonal 4,4

A-12: Alargada 1,8 0,7 1,47 3,05

A-13: Poligonal 20

A-14: Poligonal 3,2 0,6 1,44 2,42

A-15: Poligonal 2,8 14 1,08 2,86

A-16: Poligonal 2,4 12 1,04 2,74

A-17: Poligonal 2,1 11 1,32 2,81

A-18: Poligonal 2,5 0,6 1,38 2,91

A-19: Poligonal 2,2 0,6 1,42 3,26

A-20: Alargada 3,4 0,4 1,02 3,92

Tabla 19

A-21: Poligonal 2,4 0,6 1,41 2,72

A-22: Alargada 2,3 11 1,07 2,60

A-23: Poligonal 2,5 0,6 1,39 2,88

A-24: Poligonal 2,3 0,5 1,03 3,39

A-25: Alargada 2,4 0,5 1,44 3,51

A-26: Poligonal 44 0,4 1,19 3,48

A-27: Alargada 3,3 0,4 1,29 3,76

A-28: Poligonal 2,5

A-29: Alargada 1,9 0,7 1,44 3,25

A-30: Poligonal 4,3

A-31: Poligonal 21

A-32: Poligonal 2,2 0,6 1,44 3,29

A-33: Poligonal 2,6 0,4 1,42 2,24

A-34: Poligonal 2,4 11 1,08 2,87

A-35: Poligonal 2,5 13 1,05 2,69

A-36: Poligonal 2,4 0,4 1,34 2,71

B-1: Poligonal 2,4 0,5 1,46 3,44

B-2: Poligonal 2,6 0,5 1,32 3,66

B-3: Poligonal 2,5 0,4 1,29 3,52

C-1: Poligonal 2,6 0,5 1,34 3,47

Tabla 20

C-2: Poligonal 1,9 14 1,08 2,67

D-1: Poligonal 2,4 0,6 1,29 3,67

E-1: Poligonal 2,3 0,4 1,29 3,43

E-2: Alargada 3,6 0,4 1,04 3,87

E-3: Alargada 2,2 0,5 1,06 3,69

E-4: Poligonal 2,3 0,5 1,34 3,49

E-5: Poligonal 3 13 1,05 2,86

E-6: Poligonal 3,2 14 1,04 2,72

E-7: Poligonal 2,4 0,4 1,29 3,56

E-8: Poligonal 2,2 0,4 1,35 3,22

E-9: Alargada 2,3 0,4 1,07 3,79

E-10: Alargada 3,5 0,5 1,02 3,89

E-11: Alargada 3,4 0,5 1,32 4,11

E-12: Alargada 3,2 0,4 1,37 3,56

E-13: Poligonal 4,6 0,5

E-14: Poligonal 2,8 12 1,06 2,82

E-15: Poligonal 3,2 13 1,08 2,70

E-16: Poligonal 3,1 1,2 1,06 2,64

F-1: Poligonal 2,6 0,4 1,39 3,23

F-2: Poligonal 2,8 0,5 1,44 3,45

Tabla 21

G-1: Poligonal 2,3 0,5 1,28 3,55

G-2: Poligonal 2,8 15 1,06 2,86

H-1: Alargada 2,2 0,4 1,29 3,46

H-2: Alargada 2,3 0,5 1,32 3,76

H-3: Alargada 2,3 0,4 1,29 3,62

I-1: Alargada 2,1 0,5 1,41 3,76

I-2: Alargada 2,3 0,5 1,42 3,98

J-1: Poligonal 4,8 0,8 4,01

J-2: Poligonal 2,3 14 2,81

K-1: Poligonal 3,6 0,4 1,33 3,14

L-1: Poligonal 42 0,4 1,34 3,82

M-1: Poligonal 46 13 2,79

N-1: Poligonal 3,3 0,5

O-1: Poligonal 5,8

P-1: Poligonal 2,8 0,4 1,40 2,45

P-2: Poligonal 3,2 0,3 1,37 2,36

Q-1: Poligonal 3 0,5 1,28 3,42

R-1: Alargada 2,8 0,5 1,07 3,54

Tabla 22

Acero No.: Propiedades de tension Relacion de ductilidad

YS (MPa): TS (MPa) El (%) A (%) TS-El (MPa^/o) TS- A (MPa^/o)

A-1: 648 1021 18,6 78 18991 79638 0,55 Ejemplo inventivo

A-2: 599 987 18,8 23 18556 22701 0,51 Eiemplo comparativo

A-3: 655 1054 17,8 67 18761 70618 0,52 Ejemplo inventivo

A-4: 633 1014 17,2 27 17441 27378 0,5 Eiemplo comparativo

A-5: 614 1006 18,3 34 18410 34204 0,51 Eiemplo comparativo

A-6: 603 1072 18,6 53 19939 56816 0,52 Ejemplo inventivo

A-7: 652 1026 18,7 82 19186 84132 0,53 Ejemplo inventivo

A-8: 689 956 20,7 89 19789 85084 0,57 Ejemplo inventivo

A-9: 668 1012 18,4 86 18621 87032 0,58 Ejemplo inventivo

A-10: 467 871 18,6 27 16201 23517 0,52 Ejemplo comparativo

A-11: 534 864 17,9 21 15466 18144 0,51 Ejemplo comparativo

A-12: 712 1065 17 93 18105 99045 0,55 Ejemplo inventivo

A-13: 899 981 8,9 103 8731 101043 0,57 Ejemplo comparativo

A-14: 633 823 19,1 77 15719 63371 0,59 Ejemplo comparativo

A-15: 586 856 17,6 33 15066 28248 0,56 Ejemplo comparativo

A-16: 567 837 18,9 29 15819 24273 0,52 Ejemplo comparativo

A-17: 599 876 19,6 34 17170 29784 0,55 Ejemplo comparativo

A-18: 703 873 14,6 50 12746 43650 0,56 Ejemplo comparativo

A-19: 675 1073 17,5 79 18778 84767 0,57 Ejemplo inventivo

A-20: 586 956 18,2 29 17399 27724 0,54 Ejemplo comparativo

Acero: Propiedades de tension Ductilidad

No.: YS TS El A (%) TS-El TS- A ratio

: (MPa) (MPa) (%) (MPa^/o) (MPa^/o)

A-21: 613 856 18,9 59 16178 50504 0,56 Eiemplo comparativo

A-22: 631 869 16,7 27 14512 23463 0,57 Eiemplo comparativo

A-23: 686 864 16,1 56 13910 48384 0,55 Eiemplo comparativo

A-24: 659 1047 18,4 66 19265 69102 0,58 Ejemplo inventivo

A-25: 635 1035 17,9 27 18527 27945 0,51 Eiemplo comparativo

A-26: 564 953 17,6 30 16773 28590 0,53 Eiemplo comparativo

A-27: 579 1027 17,9 35 18383 35945 0,53 Eiemplo comparativo

A-28: 554 872 18,2 27 15870 23544 0,52 Eiemplo comparativo

A-29: 701 1042 16,4 21 17089 21882 0,59 Eiemplo comparativo

A-30: 507 854 17,6 34 15030 29036 0,54 Eiemplo comparativo

A-31: 904 998 8,5 96 8483 95808 0,55 Eiemplo comparativo

A-32: 637 1053 18,2 62 19165 65286 0,54 Eiemplo inventivo

A-33: 552 821 19,4 68 15927 55828 0,57 Eiemplo comparativo

A-34: 602 876 18,9 42 16556 36792 0,58 Eiemplo comparativo

A-35: 599 865 19,2 36 16608 31140 0,56 Eiemplo comparativo

A-36: 675 864 16,4 56 14170 48384 0,58 Eiemplo comparativo

B-1: 669 1034 18,2 82 18819 84788 0,55 Eiemplo inventivo

B-2: 634 1048 18,6 72 19493 75456 0,54 Eiemplo inventivo

B-3: 629 1057 18,5 69 19555 72933 0,53 Eiemplo inventivo

C-1: 654 1034 18,7 76 19336 78584 0,51 Eiemplo inventivo

Tabla 24

Acero: Propiedades de tension Ductilidad

No.: YS TS El A (%) TS-El TS- A ratio

: (MPa) (MPa) (%) (MPa^/o) (MPa^/o)

C-2: 692 863 11 35 9493 30205 0,52 Eiemplo comparativo

D-1: 602 1013 16,9 76 17120 76988 0,46 Eiemplo inventivo

E-1: 675 1057 17,6 68 18603 71876 0,55 Eiemplo inventivo

E-2: 627 998 18,4 13 18363 12974 0,56 Eiemplo comparativo

E-3: 646 1009 16,8 24 16951 24216 0,54 Eiemplo comparativo

E-4: 690 1084 17,1 53 18536 57452 0,55 Eiemplo inventivo

E-5: 605 852 19,4 27 16529 23004 0,56 Eiemplo comparativo

E-6: 567 860 18,6 33 15996 28380 0,57 Eiemplo comparativo

E-7: 669 1032 18 66 18576 68112 0,52 Eiemplo inventivo

E-8: 732 1076 16,4 79 17646 85004 0,57 Eiemplo inventivo

E-9: 673 1048 17,6 24 18445 25152 0,56 Eiemplo comparativo

E-10: 543 864 18,9 19 16330 16416 0,58 Eiemplo comparativo

E-11: 586 968 18,6 33 18005 31944 0,54 Eiemplo comparativo

E-12: 472 847 17 34 14399 28798 0,55 Eiemplo comparativo

E-13: 459 831 19,5 29 16205 24099 0,53 Eiemplo comparativo

E-14: 592 846 19,7 33 1,6666 27918 0,54 Eiemplo comparativo

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E-15: 581 821 18,6 21 15271 17241 0,56 Eiemplo comparativo

E-16: 602 861 18,4 29 15842 24969 0,57 Eiemplo comparativo

F-1: 669 1029 18,1 56 18625 57624 0,54 Ejemplo inventivo

F-2: 654 1033 17,4 66 17974 68178 0,51 Ejemplo inventivo

Tabla 25

Acero No.: Propiedades de tension Ductilidad ratio

YS (MPa): TS (MPa) El (%) A (%) TS-El (MPa^/o) TS- A (MPa^/o)

G-1: 702 1057 16,9 72 17863 76104 0,5 Ejemplo inventivo

G-2: 649 870 13,2 39 11484 33930 0,52 Eiemplo comparativo

H-1: 723 1045 11,6 16 12122 16720 0,47 Ejemplo comparativo

H-2: 752 1075 12,3 10 13223 10750 0,51 Ejemplo comparativo

H-3: 726 1064 11,2 22 11917 23408 0,53 Ejemplo comparativo

I-1: 751 1094 9,8 13 10721 14222 0,51 Ejemplo comparativo

I-2: 746 1086 12,1 18 13141 19548 0,54 Ejemplo comparativo

J-1: 561 1017 18,9 17 19221 17289 0,37 Ejemplo comparativo

J-2: 701 842 11,3 24 9515 20208 0,34 Ejemplo comparativo

K-1: 527 768 22,6 56 17357 43008 0,64 Ejemplo comparativo

L-1: 443 824 23,4 24 19282 19776 0,53 Ejemplo comparativo

M-1: 569 864 18,6 27 16070 23328 0,55 Ejemplo comparativo

N-1: 545 806 19,6 29 15798 23374 0,52 Ejemplo comparativo

O-1: 337 451 34,6 97 15605 43747 0,51 Ejemplo comparativo

P-1: 762 1003 17,2 56 17252 56168 0,36 Ejemplo comparativo

P-2: 782 998 16,8 62 16766 61876 0,34 Ejemplo comparativo

Q-1: 642 1021 16,2 19 16540 19399 0,5 Ejemplo comparativo

R-1: 782 1056 13,2 24 13939 25344 0,48 Ejemplo comparativo

En la chapa de acero de la presente invencion, haciendo que el tamano en bloque de la martensita que actua como la microestructura dura extremadamente pequeno a no mas que 0,9 pm, y reduciendo el tamano de grano la fase principal ferrita, se logra un incremento de resistencia debido al fortalecimiento de granos finos; por ello, permitiendo que se obtenga excelente resistencia de la union soldada aun cuando la cantidad de C anadido se suprime a 0,095% o menos. Ademas, debido a que la chapa de acero de la presente invencion contiene Cr y Ti anadidos, es diffcil que se produzca el ablandamiento bajo el calor aplicado durante la soldadura; por ello, tambien pueden suprimirse las fracturas en las areas que circundan la porcion soldada. Como resultado, se logran efectos que eceden aquellos esperados reduciendo simplemente la cantidad de C anadido a no mas que 0,095%, y la chapa de acero exhibe particularmente superior soldabilidad.

La chapa de acero de la presente invencion exhibe excelente capacidad de expansion de orificios y alargamiento, y por ello sobresale en conformabilidad de reborde por estiramiento, que es una forma de moldeo que requiere simultanea capacidad de expansion de orificios y alargamiento, y conformacion por estiramiento que se correlaciona con el valor n (alargamiento uniforme).

Como es evidente a partir de las Tablas 14 a 25, aquellos aceros etiquetados como Acero No. A-1, 3, 6 a 9, 12, 19, 24, y 32, Acero No. B-1 a 3, Acero No. C-1, Acero No. D-1, Acero No. E-1, 4, 7, y 8, Acero No. F-1 y 2, y Acero No. G-1 cada uno tiene una composicion qufmica que satisface los intervalos prescritos de la presente invencion, y sus condiciones de produccion satisfacen los intervalos prescritos en la presente invencion. Como resultado, la fase principal puede formarse como ferrita poligonal que tiene un tamano de grano no mas que 4 pm y una fraccion de volumen que excede el 50%. Ademas, cada acero tambien incluye microestructuras duras de bainita y martensita, el tamano de bloque de martensita es no mas que 0,9 pm, y el contenido de Cr dentro de la martensita puede controlarse hasta 1,1 a 1,5 veces el contenido de Cr dentro de la ferrita poligonal. Como resultado, puede fabricarse una chapa de acero que tiene una resistencia a la traccion maxima de al menos 880 MPa y exhibe un equilibro de

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soldabilidad extremadamente favorable, ductilidad, y capacidad de expansion de orificios.

Por otro lado, en el caso del Acero No. A-2, 20, y 25, Acero No. E-2, 3, y 9, el tiempo de retencion a 950 a 1080°C es corto, y como resultado, los precipitados finos de TiC y NbC no se pueden precipitar en el intervalo de austenita, y el tamano de grano de austenita despues del laminado de acabado no puede reducirse. Ademas, la austenita a menudo adopta una forma aplanada despues del laminado de acabado, y esto afecta la forma de la ferrita despues del laminado en frfo y recocido, que tiende a ser propensa a volverse alargada en la direccion de laminado.

Como resultado, el valor de TS x A, que es un indicador de la capacidad de expansion de orificios, es un valor comparativamente bajo de menor que 40,000 (MPa x %), indicando inferior capacidad de expansion de orificios.

En el caso de Acero No. A-4 y 29, y Acero No. E-2 y 10, debido a que la temperatura de laminado de acabado (FT) es menor que 820°C, despues del laminado de acabado, se obtiene una austenita no rescristalizada que esta significativamente alargada en la direccion de laminado, y aun si esta chapa es bobinada, laminada en frfo y recocida, permanecen los efectos de esta austenita no recristalizada alargada.

Como resultado, debido a que la ferrita de fase principal se vuelve una ferrita alargada que esta estirada en la direccion de laminado, el valor de TS x A es un valor comparativamente bajo de menor que 40.000 (MPa x %), indicando inferior capacidad de expansion de orificios.

En el caso del Acero No. A-26 y Acero No. E-3, la temperatura de laminado de acabado excede el 950°C y es extremadamente alta, que provoca un incremento en el tamano de grano de austenita despues del laminado de acabado, da como resultado microestructuras no uniformes despues del laminado en frfo y recocido, y provoca la formacion de ferrita alargada despues del laminado en frfo y recocido.

Ademas, este intervalo de temperatura representa el intervalo en el que la precipitacion de TiC se produce mas facilmente, lo que provoca una precipitacion excesiva de TiC y evita que el Ti sea utilizado en la reduccion del tamano del grano de ferrita o fortalecimiento de precipitacion en pasos posteriores, dando Como resultado una reduccion en la resistencia del acero. Como resultado, el valor de TS x 'A, es un valor relativamente bajo de Menor que 40.000 (MPa x%), lo que indica inferiores Capacidad de expansion de orificios

dando como resultado una reduccion en la resistencia del acero. Como resultado, el valor de TS x A, es un valor comparativamente bajo de menor que 40.000 (MPa x %), indicando inferior capacidad de expansion de orificios.

Para el Acero No. A-10 y Acero No. E-12, la temperatura de bobinado es una temperatura muy alta que excede los 630°C, y debido a que las microestructuras de chapa laminada en caliente de convierten en ferrita y perlita, las microestructuras obtenidas despues del laminado en frfo y recocido tambien son afectadas por estas microestructuras de chapa laminada en caliente. Especfficamente, aun cuando la chapa laminada en caliente que contiene microestructuras gruesas compuestas de ferrita y perlita se somete a laminado en frfo, las microestructuras de perlitas no pueden dispersarse finamente en una manera uniforme; por ello, las microestructuras de ferrita que son alargadas por el proceso de laminado en frfo permanecen en forma alargada aun despues de la recristalizacion, y las microestructuras de austenita (y despues del enfriamiento, la martensita) formadas debido a la transformacion de las microestructuras de perlitas tienden a formar microestructuras similares a bandas enlazadas . Como resultado, en el procesamiento tal como moldeo por expansion de orificios que puede dar como resultado la formacion de grietas, el agrietamiento tiende a desarrollarse a lo largo de la ferrita alargada o microestructuras de martensita alienadas similares a bandas; por ello, la capacidad de expansion de orificios se vuelve inferior. Ademas, debido a que la temperatura de bobinado es demasiado alta, el TiC y NbC precipitados se vuelven mas gruesos y no contribuyen con el fortalecimiento de precipitacion, que da como resultado una reduccion en la resistencia. Ademas, debido a que ningun Ti o Nb solubilizado en solido permanece en el acero, el retraso de la recristalizacion de ferrita durante el recocido tiende a ser inadecuado; por ello, el tamano del grano de ferrita tiende a exceder los 4 pm, lo que hace que sea mas diffcil lograr la mejora en la capacidad de expansion de orificios proporcionada por el tamano de grano reducido, y da como resultado un valor de TS x A que es un valor relativamente bajo de menor que 40.000 (MPa x%), lo que indica inferior capacidad de expansion de orificios.

Para el Acero No. A-15 y 34, y Acero No. E-14 y 15, debido a que la tasa de incremento de temperatura durante el recocido es un valor alto que excede los 7°C/segundo, la concentracion de Cr dentro de la martensita no puede incrementarse respecto del intervalo prescrito, haciendo imposible lograr la resistencia deseada de al menos 880 MPa.

Para el Acero No. A-16 y 22, y Acero No. E-6 y 16, el tiempo de retencion a una temperatura dentro del intervalo de 550°C a Ac1 es un corto tiempo de menor que 25 segundos, y por ello el efecto de promover cementita en base al nucleo Cr23C6, y el efecto de concentrar Cr dentro de la cementita no puede lograrse; por ello, el efecto de fortalecimiento dependiente de estos efectos, a saber el efecto de fortalecimiento provocado por la reduccion en el tamano de bloque de martensita, no es alcanzable. Por este motivo, no puede lograrse una resistencia de al menos 880 MPa.

Para el Acero No. A-11 y 30, y Acero No. E-13, la temperatura de recocido despues del laminado en frfo es un valor bajo de menor que 750°C, y por ello la cementita no se transforma en austenita. Como resultado, el efecto de fijacion

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proporcionado por la austenita no se manifiesta; por ello, la tamano de grano de la ferrita recristalizada tiende a ser superior a 4 pm, lo que hace que sea mas diffcil alcanzar la mejora de capacidad de expansion de orificios proporcionada por la reduccion en el tamano de grano de ferrita que representa un efecto de la presente invencion, y da como resultado inferior capacidad de expansion de orificios.

Para el Acero No. A-13 y 31, y Acero No. C-2, debido a que la temperature de recocido excede los 860°C y es por ello demasiado alta, no puede lograrse una fraccion de volumen de ferrita de al menos 50%, y el valor de TS x El es un valor bajo de menor que 16.000 (MPa x %), indicando inferior ductilidad.

Para el Acero No. A-18, 23 y 36, debido a que la tasa de enfriamiento en el intervalo de temperatura de 250 a 100°C es menor que 5°C/segundo, carburos a base de hierro se precipitan dentro de la martensita durante el proceso de enfriamiento (esto incluye martensita templada que ha pasado por templado). Como resultado, las microestructuras duras se ablandan haciendo imposible asegurar una resistencia de al menos 880 MPa.

Aunque el Acero No. J-1 proporciona una alta resistencia de al menos 880 MPa y excelente ductilidad, debido a que el contenido de C excede el 0,095%, la relacion de ductilidad cae a menor que 0,5, indicando inferior soldabilidad. Ademas, debido a que el acero contiene nada de Cr, Ti, o B, no es obtenible el efecto de mejorar la capacidad de expansion de orificios proporcionada por el tamano de grano de ferrita reducido, dando como resultado inferior capacidad de expansion de orificios.

Acero No. K-1 incluye una mezcla de Cr, Ti, y B, y por ello exhibe favorable soldabilidad, ductilidad, y capacidad de expansion de orificios, pero debido a que el contenido de C es un valor muy bajo de menor que 0,05%, no puede asegurarse una fraccion adecuada de microestructuras duras; por ello, no puede lograrse una resistencia de al menos 880 MPa.

Acero No. L-1 contiene nada de B, y por ello es diffcil lograr la reduccion en el tamano de grano de ferrita proporcionado por el control estructural de la chapa laminada en caliente, o la reduccion en el tamano de grano resultante de a supresion de la transformacion durante el recocido, y como resultado, la capacidad de expansion de orificios es pobre. Debido a que es diffcil de suprimir la transformacion de ferrita durante el enfriamiento llevado a cabo durante el recocido, se forma una excesiva cantidad de ferrita, lo que hace que sea imposible lograr una resistencia de al menos 880 MPa.

Acero No. M-1 contiene nada de Cr, y por ello es diffcil lograr la reduccion en el tamano de bloque de martensita. Como resultado, el tamano de bloque de martensita excede el 0,9 pm, y se hace imposible lograr una resistencia de al menos 880 MPa. El acero tambien exhibe pobre capacidad de expansion de orificios.

Acero No. N-1 contiene nada de Si, y por ello las perlitas tienden a formarse facilmente en el proceso de enfriamiento llevado a cabo despues del recocido, o cementita y perlita tienden a formarse facilmente durante el tratamiento de recocido posterior al galvanizado, y como resultado, la fraccion de microestructuras duras disminuye dramaticamente, haciendo imposible lograr una resistencia de al menos 880 MPa.

Acero No. 0-1 contiene nada de Cr, Si o B, y tambien tiene un contenido de Mn de menor que 1,7%, y como resultado, ni una reduccion en el tamano del grano de ferrita ni una fraccion satisfactoria de microestructuras duras puede asegurarse, haciendo imposible lograr una resistencia de al menos 880 MPa.

Acero No. Q-1 tiene un contenido de N de al menos 0,005%, y por ello el valor de TS x A es bajo y la capacidad de expansion de orificios es pobre.

Acero No. R-1 tiene un contenido de Mn que excede el 2,6%, y por ello la relacion de Cr dentro de martensita / Cr dentro de ferrita poligonal es pequena, confirmando que la concentracion del Cr dentro de la martensita no se ha producido. Como resultado, el valor de TS x A es bajo y la capacidad de expansion de orificios es pobre.

Para e Acero No. A-14, 21 y 33, y Acero No. P-1 y 2, debido a que se forma primero martensita, y entonces se lleva a cabo el calentamiento, las microestructuras duras incluyen martensita templada. Como resultado, la resistencia disminuye en comparacion con un acero equivalente que contiene las mismas fracciones de ferrita y martensita, lo que hace que sea diffcil lograr una resistencia de 880 MPa, o si se retiene la resistencia aumentando la fraccion de volumen de martensita templada, entonces la soldabilidad se deteriora.

Aplicabilidad industrial

La presente invencion proporciona una chapa de acero de bajo costo que tiene una resistencia a la traccion maxima de al menos 880 MPa, lo que es ideal para los componentes estructurales de automoviles, componentes de refuerzo y componentes debajo de la carrocerfa, y que tambien exhibe excelente conformabilidad con niveles favorables de soldabilidad, ductilidad, y capacidad de expansion de orificios. Debido a que esta chapa de acero es ideal para componentes estructurales de automoviles, componentes de refuerzo, y componentes debajo de la carrocerfa, se puede esperar que contribuya con un alivio considerable de los pesos de automoviles; por ello, los efectos industriales de la invencion son extremadamente valiosos.

Claims

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1. Una chapa de acero laminada en frfo de alta resistencia que tiene excelente conformabilidad y soldabilidad, que comprende, en terminos de % en masa:

C: no menor que 0,05% y no mas que 0,095%; Cr: no menor que 0,1-5% y no mas que 2,0%;

B: no menor que 0,0003% y no mas que 0,01%; Si: no menor que 0,3% y no mas que 2,0%; Mn: no menor que 1,7% y no mas que 2,6%; Ti: no menor que 0,005% y no mas que 0,14%; P: no mas que 0,03%;

S: no mas que 0,01%;

Al: no mas que 0,1%;

N: menor que 0,005%;

O: no menor que 0,0005% y no mas que 0,005%; y

opcionalmente uno o mas elementos seleccionados del grupo que consiste en:

Ni: menor que 0,05%;

Cu: menor que 0,05%;

W: menor que 0,05%; y

V: no menor que 0,01% y no mas que 0,14%,

siendo el resto hierro e impurezas inevitables,

en donde una microestructura de dicha chapa de acero comprende principalmente ferrita poligonal que tiene un tamano de grano de cristal de no mas que 4 pm, y microestructuras duras de bainita y martensita,

un tamano de bloque de dicha martensita es no mas que 0,9 pm,

un contenido de Cr dentro dicha martensita es 1,1 a 1,5 veces un contenido de Cr dentro dicha ferrita poligonal, y una resistencia a la traccion es al menos 880 MPa.
2. Una chapa de acero laminada en frfo de alta resistencia que tiene excelente conformabilidad y soldabilidad de acuerdo a la reivindicacion 1, en la que dicha chapa de acero comprende no Nb, y no tiene ninguna microestructura similar a banda dentro de la microestructura de dicha chapa de acero.
3. Una chapa de acero galvanizado de alta resistencia que tiene excelente conformabilidad y soldabilidad, que comprende: una chapa de acero laminada en frfo de alta resistencia de acuerdo a la reivindicacion 1; y un recubrimiento de galvanizado formado sobre una superficie de dicha chapa de acero laminada en frfo de alta resistencia.
4. Una chapa de acero galvanizado por inmersion en caliente aleado de alta resistencia que tiene excelente conformabilidad y soldabilidad, que comprende: una chapa de acero laminada en frfo de alta resistencia de acuerdo a la reivindicacion 1; y un recubrimiento de galvanizado por inmersion en caliente aleado formado sobre una superficie de dicha chapa de acero laminada en frfo de alta resistencia.
5. Un procedimiento para fabricar una chapa de acero laminada en frfo de alta resistencia que tiene excelente conformabilidad y soldabilidad, donde dicho procedimiento comprende:

calentar una plancha de colada que contiene componentes qufmicos incorporados dentro de una chapa de acero laminada en frfo de alta resistencia de acuerdo a la reivindicacion 1, ya sea calentando dicha plancha de colada directamente hasta una temperatura de 1,200°C o mayor, o enfriando primero y calentando posteriormente dicha plancha de colada hasta una temperatura de 1.200°C o mayor;

someter dicha plancha de colada calentado a laminado en caliente en una relacion de reduccion de al menos 70% para obtener una chapa laminada en bruto;

retener dicha chapa laminada en bruto durante al menos 6 segundos dentro de un intervalo de temperatura de 950 a 1080°C, y despues someter dicha chapa laminada en bruto a laminado en caliente en condiciones en las que una relacion de reduccion es al menos 85% y una temperatura de acabado es 820 a 950°C, para obtener una chapa laminada en caliente;

bobinar dicha chapa laminada en caliente dentro de un intervalo de temperatura de 630 a 400°C;

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lavar con acido dicha chapa laminada en caliente, y despues someter dicha chapa laminada en caliente a laminado en frfo en una relacion de reduccion de 40 a 70% para obtener una chapa de laminado en frfo; y

alimentar dicha chapa de laminado en frfo a una lfnea de procesamiento de recocido continuo,

en la que dicha alimentacion de dicha chapa de laminado en frfo a dicha lfnea de procesamiento de recocido continuo comprende: elevar una temperatura de dicha chapa de laminado en frfo a una velocidad de incremento de temperatura de no mas que 7°C/segundo, retener una temperatura de dicha chapa de laminado en frfo en un valor de no menor que 550°C y no mas que una temperatura de punto de transformacion Ac1 durante un perfodo de 25 a 500 segundos, posteriormente llevar a cabo el recocido a una temperatura de 750 a 860°C, y entonces llevar a cabo enfriamiento hasta una temperatura de 620°C a una velocidad de enfriamiento de no mas que 12°C/segundo, enfriamiento de 620°C a 570°C a una velocidad de enfriamiento de al menos 1 °C/segundo, y entonces enfriar de 250 a 100°C a una velocidad de enfriamiento de al menos 5°C/segundo.
6. Un procedimiento para fabricar una chapa de acero galvanizado de alta resistencia que tiene excelente conformabilidad y soldabilidad, comprendiendo dicho procedimiento:

calentar una plancha de colada que contiene componentes qufmicos incorporados dentro de una chapa de acero laminada en frfo de alta resistencia de acuerdo a la reivindicacion 1, mediante el calentamiento de dicha plancha de colada directamente hasta una temperatura de 1200°C o mayor, o primero enfriando y posteriormente calentando dicha plancha de colada hasta una temperatura de 1200°C o mayor;

someter dicha plancha de colada calentado a laminado en caliente en una relacion de reduccion de al menos 70% para obtener una chapa laminada en bruto;

retener dicha chapa laminada en bruto durante al menos 6 segundos dentro de un intervalo de temperatura de 950 a 1080°C, y despues someter dicha chapa laminada en bruto a laminado en caliente en condiciones en las que una relacion de reduccion es al menos 85% y una temperatura de acabado es 820 a 950°C, para obtener una chapa laminada en caliente;

bobinar dicha chapa laminada en caliente dentro de un intervalo de temperatura de 630 a 400°C;

lavar con acido dicha chapa laminada en caliente, y despues someter dicha chapa laminada en caliente a laminado en frfo en una relacion de reduccion de 40 a 70% para obtener una chapa de laminado en frfo; y

alimentar dicha chapa laminada en frfo a una lfnea de procesamiento de galvanizado por inmersion en caliente continua,

en la que dicha alimentacion de dicha chapa de laminado en frfo a dicha lfnea de procesamiento de galvanizado por inmersion en caliente continua comprende: elevar una temperatura de dicha chapa de laminado en frfo a una velocidad de incremento de temperatura de no mas que 7°C/segundo, retener una temperatura de dicha chapa de laminado en frfo en un valor de no menor que 550°C y no mas que una temperatura de punto de transformacion Ac1 durante un perfodo de 25 a 500 segundos, posteriormente llevar a cabo recocido a una temperatura de 750 a 860°C, enfriar de una temperatura de calentamiento maxima durante dicho recocido hasta una temperatura de 620°C a una velocidad de enfriamiento de no mas que 12°C/segundo, enfriar de 620°C a 570°C a una velocidad de enfriamiento de al menos 1°C/segundo, sumergir dicha chapa de laminado en frfo en un bano de galvanizado, y entonces enfriar de 250 a 100°C a una velocidad de enfriamiento de al menos 5°C/segundo.
7. Un procedimiento para fabricar una chapa de acero galvanizado de alta resistencia que tiene excelente conformabilidad y soldabilidad, comprendiendo dicho procedimiento:

someter una chapa de acero laminada en frfo fabricada mediante dicho procedimiento para fabricar una chapa de acero laminada en frfo de alta resistencia de acuerdo a la reivindicacion 5 a electrodeposicion a base de zinc.
8. Un procedimiento para fabricar una chapa de acero galvanizado por inmersion en caliente aleado de alta resistencia que tiene excelente conformabilidad y soldabilidad, comprendiendo dicho procedimiento

calentar una plancha de colada que contiene componentes qufmicos incorporados dentro de una chapa de acero laminada en frfo de alta resistencia de acuerdo a la reivindicacion 1, calentando dicha plancha de colada directamente hasta una temperatura de 1200°C o mayor, o primero enfriando y calentando posteriormente dicha plancha de colada hasta una temperatura de 1200°C o mayor;

someter dicha plancha de colada calentado a laminado en caliente en una relacion de reduccion de al menos 70% para obtener una chapa laminada en bruto;

retener dicha chapa laminada en bruto durante al menos 6 segundos dentro de un intervalo de temperatura de 950 a 1080°C, y despues someter dicha chapa laminada en bruto a laminado en caliente en condiciones en las que una relacion de reduccion es al menos 85% y una temperatura de acabado es 820 a 950°C, para obtener una chapa laminada en caliente;

bobinar dicha chapa laminada en caliente dentro de un intervalo de temperatura de 630 a 400°C;

lavar con acido dicha chapa laminada en caliente, y despues someter dicha chapa laminada en caliente a laminado en frfo en una relacion de reduccion de 40 a 70% para obtener una chapa de laminado en frfo; y

alimentar dicha chapa de laminado en frfo a una lfnea de procesamiento de galvanizado por inmersion en caliente 5 continua,

en la que dicha alimentacion de dicha chapa de laminado en frfo a dicha lfnea de procesamiento de galvanizado por inmersion en caliente continua comprende: elevar una temperatura de dicha chapa de laminado en frfo a una velocidad de incremento de temperatura de no mas que 7°C/segundo, retener una temperatura de dicha chapa de laminado en frfo en un valor de no menor que 550°C y no mas que una temperatura de punto de transformacion Ac1 10 durante un perfodo de 25 a 500 segundos, posteriormente llevar a cabo recocido a una temperatura de 750 a 860°C, enfriamiento de una temperatura de calentamiento maxima durante dicho recocido hasta una temperatura de 620°C a una velocidad de enfriamiento de no mas que 12°C/segundo, enfriamiento de 620°C a 570°C a una velocidad de enfriamiento de al menos 1°C/segundo, sumergir dicha chapa de laminado en frfo en un bano de galvanizado, llevar a cabo el tratamiento de recocido despues del galvanizado a una temperatura de al menos 460°C, y entonces enfriar 15 de 250 a 100°C a una velocidad de enfriamiento de al menos 5°C/segundo.