ES2853925T3 - Fleje de acero laminado en caliente y procedimiento de fabricación - Google Patents

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Abstract

Fleje de acero laminado en caliente con una resistencia a la tracción superior a 875 MPa y que contiene en % en masa: C 0,06-0,12, Si 0-0,5, Mn 0,7-2,2, Nb 0,01-0,10, Ti 0,01-0,10, V 0,11-0,4, en el que la cantidad total de V+Nb+Ti es 0,20-0,40 Al 0,005-0,15, B 0-0,0008, Cr 0-1,0, en el que la cantidad total de Mn+Cr es de 0,9-2,5, Mo 0-0,5, Cu 0-0,5, Ni 0-1,0, P 0-0,05, S 0-0,01, Zr 0-0,1 Co 0-0,1 W 0-0,1 Ca 0-0,005, N 0-0,01, resto de Fe e impurezas inevitables, tal como menos de 0,005 % en masa de oxígeno y tiene una microestructura a ¼ de espesor que es: - al menos 90 % de martensita y bainita con constituyentes de martensita-austenita (MA) en forma de isla, preferiblemente al menos 95 % y más preferiblemente más del 98 %, siendo el resto: - menos del 5 % de ferrita poligonal y ferrita cuasipoligonal, preferiblemente menos del 2 %, más preferiblemente menos del 1 %, - menos del 5 % de perlita, preferiblemente menos del 2 %, más preferiblemente menos del 1 %, - menos del 5 % de austenita, preferiblemente menos del 2 %, más preferiblemente menos del 1 %, de modo que el porcentaje de área total sea 100 %.

Description

DESCRIPCIÓN
Fleje de acero laminado en caliente y procedimiento de fabricación
Campo técnico
La presente invención se refiere a un fleje de acero laminado en caliente que tiene una resistencia a la tracción superior a 875 MPa, preferiblemente superior a 900 MPa, con una razonable resistencia al desgaste por abrasión y muy buena capacidad de flexión, y a un procedimiento de fabricación de tal fleje de acero laminado en caliente.
Antecedentes de la invención
La tendencia actual en muchas áreas industriales es crear diseños más ligeros. Por ejemplo, en la industria automotriz esta tendencia es visible en el uso cada vez mayor de grados de acero avanzados de alta resistencia, como aceros de fase dual o compleja. Sin embargo, todavía hay varias aplicaciones en las que el acero tradicional microaleado de alta resistencia es un material más adecuado que el acero de fase dual o compleja. En esas aplicaciones, se requiere una alta resistencia junto con una buena relación de expansión de agujeros o una buena capacidad de flexión.
Los grados de acero conformables de alta resistencia se utilizan típicamente en líneas de fabricación automatizadas dentro de la industria automotriz, que requieren propiedades de material homogéneas. En particular, el límite elástico del acero debe ser esencialmente uniforme en toda la longitud del fleje de acero utilizado porque las variaciones en el límite elástico provocan cambios en el efecto de recuperación elástica, lo que da como resultado fallas dimensionales de los componentes de acero, lo cual es inaceptable. Se usan elementos de microaleación, a saber, pequeñas cantidades de titanio, niobio y/o vanadio (es decir, menos del 0,15 % en masa de cada uno y menos del 0,25 % en masa de estos elementos en total), en aceros conformables de alta resistencia. A pesar del nivel micro del contenido de aleación, estos elementos de aleación se utilizan comúnmente ya que proporcionan mejoras importantes en las propiedades mecánicas de tales productos de acero. Debido a los bajos niveles de aleación, la soldabilidad de estos aceros microaleados es excelente. Los elementos de microaleación facilitan el refinamiento del grano durante el laminado en caliente, lo que da como resultado que los productos de acero laminado en caliente tengan un tamaño de grano más pequeño. La resistencia de los flejes de acero laminados en caliente también aumenta debido a la precipitación de tales elementos de microaleación durante el bobinado a temperaturas superiores a 400 °C, tal como el bobinado a una temperatura en el intervalo de 550 a 650 °C, y también durante el enfriamiento posterior en una mesa de salida. A tales temperaturas de bobinado, los elementos de microaleación forman precipitados, con carbono y/o nitrógeno por ejemplo, lo que da como resultado un aumento de la resistencia porque se obstaculiza el movimiento de las dislocaciones dentro del acero. Cuando el bobinado se lleva a cabo a temperaturas tan altas, la microestructura del fleje de acero laminado en caliente se vuelve típicamente ferrítico-perlítica.
Sin embargo, cuando los flejes de acero laminado en caliente se refuerzan mediante endurecimiento por precipitación, se fabrican usando temperaturas de bobinado típicas y se procesan adicionalmente mediante recocido en una línea de recocido continuo (en adelante denominada, LRC), o mediante recocido en una línea de recubrimiento por inmersión en caliente (en adelante denominada LRIC), surge un efecto no deseado. Concretamente, tiene lugar un engrosamiento de los precipitados debido a la temperatura a la que se lleva a cabo el procesamiento posterior del fleje de acero laminado en caliente y al tiempo durante el cual el acero se somete a esa temperatura. Esto significa que parte del aumento de resistencia conseguido por el endurecimiento por precipitación puede perderse durante el procesamiento posterior. Además, los precipitados engrosados no eliminan el crecimiento del grano durante el recocido en una LRC o en una LRIC, lo que puede conducir a un crecimiento excesivo del grano, lo que afecta negativamente a la conformabilidad del acero. Adicionalmente, los precipitados engrosados pueden servir como puntos de partida para fracturas, que debilitan las propiedades de alargamiento del fleje de acero.
Adicionalmente, las altas temperaturas de bobinado típicas dan como resultado propiedades mecánicas desiguales a lo largo del fleje de acero. Los componentes de acero hechos a partir de la cabeza o cola de un fleje de acero que exhiben diferentes propiedades mecánicas se pueden retirar, pero esto aumenta la cantidad de material de acero que se pierde durante el proceso de producción, lo que siempre es indeseable.
En el caso de aceros laminados en frío recocidos continuamente producidos utilizando una temperatura de bobinado alta típica, es difícil lograr niveles de límite elástico superiores a 500 MPa (tales como los grados que tienen un límite elástico de 600-700 MPa) y de resistencia a la tracción superior a 875 MPa con una microestructura completamente recristalizada sin endurecimiento de fase. La estructura de grano laminado en frío debería recristalizarse completamente después del laminado en frío en un proceso de recocido continuo para que el acero exhiba una conformabilidad aceptable, pero, a su vez, no se debería perder el refuerzo por precipitación.
Con el fin de asegurar la recristalización completa de la estructura de grano laminado en frío, la bibliografía ha sugerido que la recristalización podría facilitarse elevando la temperatura de bobinado y/o aumentando la reducción de laminado en frío. Sin embargo, el bobinado a altas temperaturas conduce a precipitados más engrosados y a requisitos de resistencia insatisfechos de tales flejes de acero continuamente recocidos, como se explica anteriormente. Además, el aumento de las reducciones de laminación en frío es problemático por la misma razón, debido al hecho de que si se aumentan las reducciones de laminación en frío, aumenta la densidad de dislocación y esto acelera la difusión. Esto significa que se tendrá lugar fácilmente al menos un engrosamiento parcial de los precipitados. Esto a su vez disminuye la resistencia del acero. En otras palabras, particularmente en flejes de acero conformables de alta resistencia laminados en frío recocidos continuamente, surge la dificultad de cómo obtener simultáneamente un refuerzo por precipitación eficaz y una recristalización completa. Además, el laminado en frío y el recocido aumentan el tiempo y el costo de producción en comparación con un procedimiento más simple de laminado en caliente y templado directo a baja temperatura.
La patente europea n.° EP 2.647.730 resuelve, o al menos alivia, los problemas esbozados anteriormente. El documento EP 2.647.730 divulga un fleje de acero recocido continuamente conformable de alta resistencia que proporciona una alta resistencia simultánea (es decir, un acero que tiene un límite elástico, Rp0,2 en el intervalo de 340 a 800 MPa), una buena conformabilidad general (elongación, A80> 10 %) y conformabilidad mejorada al reducir las variaciones en el límite elástico que provocan cambios en el efecto de recuperación elástica durante el conformado. El procedimiento para fabricar tal producto de fleje de acero conformable de alta resistencia recocido continuamente comprende las etapas de:
• proporcionar una losa de acero microaleado que tiene la siguiente composición química (en % en masa): C 0,04-0,18 %, Mn 0,2-3,0 %, Si 0-2,0 %, Al 0-1,5 %, Cr 0-2 %, Ni 0-2 %, Cu 0-2 %, Mo 0-0,5 %, B 0-0,005 %, Ca 0­ 0,01 % y uno o más de los siguientes V: 0,01-0,15 %, o Nb: 0,01-0,10 % o Ti: 0,01-0,15 %, siendo el resto hierro e impurezas inevitables, y Mneq > 0,5, calculado por la siguiente ecuación:
Mneq= Mn (%) 124 B (%) 3 Mo (%)+ 1 / Cr (%) 1/3 Si (%)+ 1/3 Ni (%)+ / Cu (%)
• laminar en caliente la losa de acero con el fin de obtener un fleje de acero laminado en caliente,
• templar directamente el fleje de acero laminado en caliente a una temperatura por debajo de 400 °C, usando una tasa de enfriamiento media de al menos 30 °C/s para obtener un fleje de acero templado, y
• recocer continuamente el fleje de acero templado a una temperatura de recocido entre 400-900 °C para obtener un producto de fleje de acero conformable de alta resistencia recocido continuamente.
Sin embargo, el documento EP 2.647.730 divulga que es difícil lograr un producto de fleje de acero conformable de alta resistencia recocido continuamente que tiene una resistencia a la tracción superior a 800 MPa usando el procedimiento divulgado en el mismo. Adicionalmente, la microestructura del producto de fleje de acero conformable de alta resistencia recocido continuamente divulgado antes y después del recocido es principalmente ferrítico bainítico y ferrítico. Es bien sabido que tal microestructura (es decir, principalmente ferrita bainítica y ferrita recocida o no recocida) no es óptima para lograr buenas propiedades de flexión o resistencia al desgaste.
La solicitud de patente de EE. UU. n.° US2018/265939A1 se refiere a un fleje o chapa de acero de alta resistencia laminado en caliente con excelentes características de conformado por laminación y una excelente conformabilidad de reborde cóncavo adecuada para una pieza de chasis automotriz o similar, y más particularmente, a un fleje o chapa de acero de alta resistencia con resistencia a la tracción de 780 MPa o más, o preferiblemente 950 MPa o más, con una excelente combinación de alargamiento total, conformabilidad de reborde cóncavo y resistencia a la fatiga, y a un procedimiento de fabricación del fleje o chapa de acero, y al uso del fleje o chapa en una pieza.
La solicitud de patente japonesa n.° JP2015 160985A tiene como objetivo proporcionar una chapa de acero laminado en caliente de alta resistencia excelente en calidad de superficie y perforabilidad y que tiene una resistencia a la tracción de 690 MPa o más. La chapa de acero laminado en caliente de alta resistencia tiene una composición que contiene, en % en masa, C: 0,06 a 0,13 %, Si: 0,09 % o menos, Mn: 0,01 a 1,20 %, P: 0,03 % o menos, S: 0,005 % o menos, Al: 0,1 % o menos, N: 0,01 % o menos, Nb: 0,10 a 0,18 %, V: 0,03 a 0,20 %, Ti: 0,02 % o menos (incluyendo 0) y el resto Fe con impurezas inevitables, y una estructura que tiene un porcentaje de área de una fase de bainita de 80 % o más, un porcentaje de área de una fase de ferrita de 15 % o menos, un porcentaje de área de una fase de martensita de 5 % o menos, una cantidad de deposición de cementita de 0,08 % o más y un diámetro de partícula medio de 2 pm o menos, y que contiene carburo con un diámetro de partícula medio de menos de 10 nm, finamente dispersado en una partícula cristalina de la fase de bainita, en la que la cantidad de concentración de Si está limitada desde la superficie hasta una profundidad de 0,2 pm.
Sumario de la invención
Un objeto de la invención es proporcionar un fleje de acero laminado en caliente que tiene una resistencia a la tracción superior a 875 MPa.
Este objeto se logra mediante un fleje de acero laminado en caliente que tiene una resistencia a la tracción superior a 875 MPa y que tiene la siguiente composición química en % en masa:
C 0,06-0,12, preferiblemente 0,07-0,10.
Si 0-0,5, preferiblemente 0,03-0,5, más preferiblemente 0,03-0,25 %
Mn 0,7-2,2, preferiblemente 1,2-2,2, o más preferiblemente 1,2-2
Nb 0,01 -0,10, preferiblemente 0,01 -0,08, más preferiblemente 0,01 -0,08
Ti 0,01-0,10, preferiblemente 0,01-0,08, más preferiblemente 0,02-0,08
V 0,11-0,4, preferiblemente 0,15-0,3
en el que la cantidad total de V+Nb+Ti es 0,20-0,40
Al 0,005-0,15, preferiblemente 0,015-0,09
B 0-0,0008, preferiblemente 0-0,0005
Cr 0-1,0, preferiblemente 0-0,3 o 0-0,25
en el que la cantidad total de Mn+Cr es 0,9-2,5, preferiblemente 1,2-2,0
Mo 0-0,5, preferiblemente 0-0,2, más preferiblemente 0-0,1 %
Cu 0-0,5, preferiblemente 0-0,15.
Ni 0-1,0, preferiblemente 0-0,15
P 0-0,05, preferiblemente 0-0,02
S 0-0,01, preferiblemente 0-0,005.
Zr 0-0,1
Co 0-0,1
W 0-0,1
Ca 0-0,005, preferiblemente 0,001-0,004
N 0-0,01, preferiblemente 0,001 -0,006
el resto Fe e impurezas inevitables y tiene una microestructura a % de espesor que es:
• al menos 90 % de martensita y bainita con constituyentes de martensita-austenita (MA) en forma de isla, preferiblemente al menos 95 % y más preferiblemente más del 98 %, siendo el resto:
• menos del 5 % de ferrita poligonal y ferrita cuasipoligonal, preferiblemente menos del 2 %, más preferiblemente menos del 1 %,
• menos del 5 % de perlita, preferiblemente menos del 2 %, más preferiblemente menos del 1 %,
• menos del 5 % de austenita, preferiblemente menos del 2 %, más preferiblemente menos del 1 %, de modo que el porcentaje de área total sea 100 %.
Cabe señalar que la notación "A-B" usada a lo largo de este documento pretende incluir el límite inferior, A, y el límite superior, B, y todos los valores entre A y B.
Los inventores han encontrado que se puede obtener un fleje de acero laminado en caliente de alta resistencia con buenas características de desgaste y buen alargamiento (un alargamiento A5 total de al menos 8 %, preferiblemente al menos 10 %) si se usa un contenido de vanadio relativamente alto de 0,11-0,4 % en masa junto con 0,01-0,10 % en masa de niobio y 0,01-0,10 % en masa de titanio, y la cantidad total de V+Nb+Ti es de 0,20-0,40 % en masa. El fleje de acero laminado en caliente de acuerdo con la presente invención mantiene así la resistencia al desgaste, la alta resistencia al impacto y la alta capacidad de flexión del fleje de acero laminado en caliente divulgado en la patente europea n.° EP 2.647.730 y también tiene una resistencia a la tracción superior a 875 MPa. Además, aunque un fleje de acero laminado en caliente de alta resistencia de acuerdo con la presente invención puede contener hasta un 0,01 % en masa de nitrógeno, el nitrógeno no es un elemento esencial y no tiene que añadirse intencionadamente al acero. La bainita puede incluir bainita granular, bainita superior e inferior y ferrita acicular, por ejemplo. De acuerdo con un modo de realización de la invención, la proporción de bainita superior es preferiblemente inferior al 80 %. De acuerdo con un modo de realización de la invención, el contenido de bainita está preferiblemente entre el 20 y el 90 % y el contenido de martensita está preferiblemente entre el 10 y el 80 %. De acuerdo con un modo de realización de la invención, para un espesor de fleje inferior a 3 mm, el contenido de bainita es preferiblemente del 20-50 % y el contenido de martensita es preferiblemente del 50-80 %. De acuerdo con un modo de realización de la invención, para un espesor de fleje superior a 5 mm, el contenido de bainita es preferiblemente del 50-90 % y el contenido de martensita es preferiblemente del 10-50 %, en el que el porcentaje de área total es del 100 % en todas las realizaciones citadas en este documento.
Típicamente, para espesores de fleje bajos (cuando la tasa de enfriamiento es muy alta, es decir, al menos 30 °C/s), la proporción de martensita aumenta en comparación con espesores mayores. Para espesores mayores, la proporción de bainita también aumenta y la bainita se vuelve cada vez más granular.
La microestructura del fleje de acero laminado en caliente se puede determinar evaluando las fracciones de las diferentes fases en una micrografía de una sección transversal del fleje de acero laminado en caliente obtenida mediante microscopio óptico, microscopio electrónico de barrido o microscopio electrónico de transmisión.
El fleje de acero laminado en caliente de acuerdo con la presente invención puede ser de cualquier espesor deseado, tal como menos de 1 mm, 1 mm o más, 2 mm o menos, 3 mm o menos, 4 mm o menos, 5 mm o menos, 6 mm o menos, o más de 6 mm. El fleje de acero laminado en caliente de acuerdo con la presente invención es concretamente de forma particular, pero no exclusiva, adecuado para aplicaciones que requieren un acero de menor calibre, es decir, acero que tiene un espesor de 6 mm o menos. Debido a la alta resistencia al impacto de este acero, también es posible usar flejes con un espesor superior a 6 mm, normalmente hasta 12 mm e incluso hasta 16 mm, pero el bobinado puede resultar difícil.
Típicamente, cuando el espesor del fleje de acero laminado en caliente es de 6 mm o menos y la tasa de enfriamiento es muy alta (es decir, al menos 30 °C/s), aumenta la cantidad de martensita en el acero. Cuando el espesor del fleje de acero laminado en caliente es superior a 6 mm y la tasa de enfriamiento no es muy alta, la cantidad de martensita disminuye y la cantidad de bainita aumenta, y la bainita es cada vez más de tipo granular.
Para un fleje de acero laminado en caliente de cualquier espesor, la cantidad de martensita cerca de la línea central del fleje de acero laminado en caliente es típicamente mayor que la cantidad de martensita a % de espesor, y la cantidad de martensita superficial del fleje laminado en caliente es menor que la cantidad de martensita a % de espesor. La cantidad total de ferrita cuasipoligonal, ferrita poligonal y/o perlita en la superficie del fleje de acero laminado en caliente puede ser mayor que las cantidades a % de espesor. Adicionalmente, no se necesita recocido.
De acuerdo con un modo de realización de la invención, la cantidad total de V+Nb+Ti es 0,25-0,40 % en masa.
De acuerdo con un modo de realización de la invención, el fleje de acero laminado en caliente exhibe al menos una de las siguientes propiedades mecánicas: una dureza de 260-350 HBW, preferiblemente 270-325 HBW (en el que la prueba de dureza Brinell se efectúa usando una bola de carburo de 2,5 mm de diámetro de hasta 4,99 mm de espesor, en el que la dureza se mide al menos a 0,3 mm de la superficie (y para espesores de 5-7,99 mm, el diámetro de la bola de carburo es de 5 mm y la dureza se mide al menos a 0,5 mm de la superficie, y con un espesor de 8 mm o más, el diámetro de la bola de carburo es de 10 mm y la dureza se mide al menos a 0,8 mm de la superficie), una resistencia a la tracción, Rm de más de 875 MPa a 1100 MPa, preferiblemente 900-1150 MPa, un alargamiento total de al menos 8 % al menos 10 %, una tenacidad al impacto Charpy V (-40 °C) de 34 J/cm2, preferiblemente 50 J/cm2, un radio de flexión mínimo de <2,0 x t o <1,9 x t, o < 1,8 x t, o <1,7 x t, preferiblemente cuando el eje de flexión es paralelo a la dirección de laminación y t es el espesor (mm) de la muestra de acero.
De acuerdo con un modo de realización de la invención, el contenido de niobio es 0,01-0,05 % en masa cuando el espesor del fleje de acero laminado en caliente es menor o igual a 6 mm, y 0,01 -10 % en masa cuando el espesor del fleje de acero laminado es superior a 6 mm.
De acuerdo con un modo de realización de la invención, el contenido de titanio es de 0 a 0,08 % en masa cuando el espesor del fleje de acero laminado en caliente es menor o igual a 6 mm, y de 0,03 a 0,10 % en masa cuando el espesor del fleje de acero laminado es superior a 6 mm.
La presente invención también se refiere a un procedimiento para producir un fleje de acero laminado en caliente de acuerdo con cualquiera de las realizaciones de la presente invención que tiene una resistencia a la tracción superior a 875 MPa, en el que el procedimiento comprende las etapas de proporcionar una losa de acero que tiene la siguiente composición química en % en masa:
C 0,06-0,12, preferiblemente 0,07-0,10.
Si 0-0,5, preferiblemente 0,03-0,5 más preferiblemente 0,03-0,25 %
Mn 0,7-2,2, preferiblemente 1,2-2,2 o más preferiblemente 1,2-2
Nb 0,01 -0,10, preferiblemente 0,01 -0,08, más preferiblemente 0,01 -0,08
Ti 0,01-0,10, preferiblemente 0,01-0,08, más preferiblemente 0,02-0,08
V 0,11-0,4, preferiblemente 0,15-0,3
en el que la cantidad total de V+Nb+Ti es 0,20-0,40
Al 0,005-0,15, preferiblemente 0,015-0,09
B 0-0,0008, preferiblemente 0-0,0005
Cr 0-1,0, preferiblemente 0-0,3 o 0-0,25
en el que la cantidad total de Mn+Cr es 0,9-2,5, preferiblemente 1,2-2,0
Mo 0-0,5, preferiblemente 0-0,2, más preferiblemente 0-0,1 %
Cu 0-0,5, preferiblemente 0-0,15.
Ni 0-1,0, preferiblemente 0-0,15
P 0-0,05, preferiblemente 0-0,02
S 0-0,01, preferiblemente 0-0,005.
Zr 0-0,1
Co 0-0,1
W 0-0,1
Ca 0-0,005, preferiblemente 0,001-0,004
N 0-0,01, preferiblemente 0,001 -0,006
resto de Fe e impurezas inevitables,
- calentar la losa de acero a una temperatura de 900-1350 °C,
- laminar en caliente dicho acero a una temperatura de 750-1300 °C, y
- templar directamente dicho acero después de una pasada de laminación en caliente final a una tasa de enfriamiento de al menos 30 °C/s a una temperatura de bobinado inferior a 400 °C, preferiblemente 150 °C, más preferiblemente inferior a 100 °C, normalmente en el intervalo de 25-75 °C, en el que se obtiene un fleje de acero laminado en caliente que tiene la siguiente microestructura a % de espesor:
• al menos 90 % de martensita y bainita con constituyentes de martensita-austenita (MA) en forma de isla, preferiblemente al menos 95 % y más preferiblemente más del 98 %, siendo el resto:
• menos del 5 % de ferrita poligonal y ferrita cuasipoligonal, preferiblemente menos del 2 %, más preferiblemente menos del 1 %,
• menos del 5 % de perlita, preferiblemente menos del 2 %, más preferiblemente menos del 1 %, menos del 5 % de austenita, preferiblemente menos del 2 %, más preferiblemente menos del 1 %,
de modo que el porcentaje de área total sea 100 %.
Una temperatura de bobinado superior a 100 °C puede afectar negativamente a la lisura del fleje de acero laminado en caliente.
La presente invención se basa en la idea de templar directamente un fleje de acero laminado en caliente microaleado después de la última pasada de laminación en caliente de un proceso de laminación en caliente (es decir, enfriar el fleje de acero laminado en caliente a una tasa de enfriamiento de al menos 30 °C/s mientras que el fleje de acero laminado en caliente aún retiene el calor del proceso de laminación en caliente hasta una temperatura de bobinado en el intervalo de 25-75 °C.
Se prefiere que la temperatura del fleje de acero laminado en caliente sea de al menos 750 °C, o más preferiblemente de al menos 800 °C al comienzo de la etapa de templado. Esto significa que el templado en la etapa de templado puede comenzar dentro de los 15 segundos posteriores a la última pasada de laminado de la etapa de laminado en caliente. La temperatura del fleje de acero laminado en caliente disminuye continuamente después de la última pasada de laminación de la etapa de laminación en caliente, es decir, el procedimiento de acuerdo con la invención no incluye mantener el fleje de acero laminado en caliente en una región bifásica (entre Ar3 y Ar1) o en la región monofásica (por debajo de Ar1) a temperatura constante con el fin de evitar una precipitación excesiva en esta etapa, es decir, durante la etapa de templado directo. Esto significa que la etapa de templado directo es la denominada etapa de enfriamiento única.
El resultado de la etapa de templado directo es un fleje de acero templado que tiene el potencial de aumentar uniformemente su límite elástico por precipitación (si está recocido) debido a que los elementos de microaleación permanecen uniformemente en solución a lo largo del fleje de acero, pero el recocido es no es necesario en el procedimiento de acuerdo con la presente invención. Como resultado de la etapa de templado directo, el fleje de acero exhibe muy poca variación en sus propiedades mecánicas a lo largo de su longitud de laminación, LL. Puede ocurrir alguna precipitación preliminar durante o antes de la etapa de templado directo, pero al menos parte, o preferiblemente la mayoría de los elementos de microaleación permanecerán en solución.
Un fleje de acero laminado en caliente fabricado usando un procedimiento de acuerdo con la presente invención exhibe consecuentemente propiedades mecánicas uniformes esencialmente en toda su longitud, es decir a lo largo de una longitud de al menos un 90 %, preferiblemente más de 95 %, de su longitud de laminación (LL). El procedimiento de acuerdo con la presente invención reduce significativamente la dispersión en las propiedades mecánicas esencialmente a lo largo de toda la longitud del fleje de acero laminado en caliente, especialmente la dispersión en el límite elástico y la resistencia a la tracción. Esto significa que el material de acero de una bobina que consiste en el fleje de acero laminado en caliente de acuerdo con la presente invención se puede utilizar de manera más eficaz y segura en líneas de fabricación automatizadas y en máquinas de conformado, sin fallas dimensionales causadas por cambios en el efecto de recuperación elástica. En otras palabras, se mejora la conformabilidad del fleje de acero laminado en caliente de acuerdo con la presente invención ya que la conformación dará como resultado dimensiones más fiables del componente conformado final. Además, el procedimiento de acuerdo con la presente invención da como resultado la fabricación de un fleje de acero laminado en caliente que es extremadamente conformable teniendo en cuenta su nivel de resistencia.
Por tanto, la presente invención se refiere a la fabricación de flejes de acero laminados en caliente que utilizan un endurecimiento de fase sustancial en lugar de un refuerzo basado en microaleaciones.
De acuerdo con un modo de realización de la invención, el procedimiento comprende opcionalmente la etapa de recocido continuo de la banda de acero templada a una temperatura de recocido de 100-400 °C después de la etapa de templado directo si, por ejemplo, se necesita un efecto de endurecimiento al horno.
Como alternativa, se puede fabricar un fleje de acero laminado en caliente calentando acero que tenga la composición química indicada en la reivindicación 1 a una temperatura de 900-1350 °C, laminando en caliente el acero a una temperatura de 750-1300 °C (usando un proceso de laminado termomecánico (PCTM), por ejemplo), efectuando un enfriamiento acelerado a una tasa de enfriamiento de al menos 30 °C/s y luego bobinando usando una temperatura de bobinado de 580-660 °C (denominado enfriamiento y bobinado acelerados (EBA)), en el que se obtiene un fleje de acero laminado en caliente con una microestructura que es ferrítica al menos en un 95 %. Tal fleje de acero laminado en caliente exhibe al menos una de las siguientes propiedades mecánicas: una dureza de 260-350 HBW, preferiblemente 270-325 HBW, un límite elástico de hasta 1050 MPa, una resistencia a la tracción de más de 875 MPa a 1100 MPa, preferiblemente 900-1050 MPa, un alargamiento total A5 de al menos 8 %, una tenacidad al impacto Charpy V (-40 °C) de 34 J/cm2, preferiblemente 50 J/cm2, un radio de flexión mínimo de < 2,0 x t cuando el eje de flexión es preferiblemente longitudinal.
Breve descripción de las figuras
La presente invención se explicará en lo sucesivo con más detalle por medio de ejemplos no limitantes con referencia a las figuras adjuntas donde;
la Figura 1 muestra un diagrama de flujo de un procedimiento de acuerdo con un modo de realización de la invención,
la Figura 2 muestra la microestructura en la superficie de un fleje de acero laminado en caliente de 6 mm de espesor de acuerdo con un modo de realización de la invención,
la Figura 3 muestra la microestructura a 1,5 mm por debajo de la superficie (es decir, a % de espesor) de un fleje de acero laminado en caliente de 6 mm de espesor de acuerdo con un modo de realización de la invención,
la Figura 4 muestra un rasgo de la microestructura de la Figura 3 a un aumento mayor, y
la Figura 5 muestra la microestructura 3,0 mm por debajo de la superficie (es decir, a / de espesor) de un fleje de acero laminado en caliente de 6 mm de espesor de acuerdo con un modo de realización de la invención.
Descripción detallada de realizaciones
La Figura 1 muestra las etapas de un procedimiento de acuerdo con un modo de realización de la invención en el que se ha mostrado una etapa opcional con líneas discontinuas.
El procedimiento comprende la etapa de proporcionar una losa de acero que tiene la siguiente composición química (en % en masa):
C 0,06-0,12, preferiblemente 0,07-0,10.
Si 0-0,5, preferiblemente 0,03-0,5 más preferiblemente 0,03-0,25 %
Mn 0,7-2,2, preferiblemente 1,2-2,2, o más preferiblemente 1,2-2
Nb 0,01 -0,10, preferiblemente 0,01 -0,08, más preferiblemente 0,01 -0,08
Ti 0,01-0,10, preferiblemente 0,01-0,08, más preferiblemente 0,02-0,08
V 0,11-0,4, preferiblemente 0,15-0,3
en el que la cantidad total de V+Nb+Ti es 0,20-0,40
Al 0,005-0,15, preferiblemente 0,015-0,09
B 0-0,0008, preferiblemente 0-0,0005
Cr 0-1,0, preferiblemente 0-0,3 o 0-0,25
en el que la cantidad total de Mn+Cr es 0,9-2,5, preferiblemente 1,2-2,0
Mo 0-0,5, preferiblemente 0-0,2, más preferiblemente 0-0,1 %
Cu 0-0,5, preferiblemente 0-0,15.
Ni 0-1,0, preferiblemente 0-0,15
P 0-0,05, preferiblemente 0-0,02
S 0-0,01, preferiblemente 0-0,005.
Zr 0-0,1
Co 0-0,1
W 0-0,1
Ca 0-0,005, preferiblemente 0,001-0,004
N 0-0,01, preferiblemente 0,001 -0,006
resto de Fe e impurezas inevitables.
El acero para laminado en caliente puede proporcionarse mediante colada o colada continua tal como losa de acero microaleado, por ejemplo.
De acuerdo con un modo de realización de la presente invención, el contenido de carbono equivalente, Ceq, del acero es de 0,297-0,837.
Por ejemplo, el acero puede tener la siguiente composición química (en % en masa): C: 0,09, Si: 0,175, Mn: 1,8, Cr: 0, (Mn+Cr= 1,8), Nb: 0,027, V: 0,2, Ti: 0,045 (Nb+V+Ti= 0,272), Al: 0,035, B: 0, Mo: 0, Cu: 0, Ni: 0, P: 0, W: 0, Co: 0, S: 0, Zr: 0, Ca: 0,003, Ceq: 0,430.
Se añade carbono para aumentar la resistencia del acero formando una solución sólida que se refuerza y precipita como diferentes clases de carburos en la matriz. El carbono también es esencial para conseguir la microestructura dura deseada, que es principalmente martensita y bainita. Para lograr una resistencia deseada y obtener los beneficios relacionados con la precipitación deseados, el acero contiene 0,06-0,12 % en masa de carbono, preferiblemente 0,07­ 0,10 % en masa. Los límites superiores se establecen porque si el carbono se usa en exceso, debilitaría la soldabilidad así como la conformabilidad del acero.
El manganeso se incluye en el acero por razones relacionadas con el procesamiento de fundición y también se usa para unir azufre y formar MnS. También se añade manganeso para aumentar la resistencia del acero. Por estas razones, se utiliza al menos 0,70 % en masa. Se selecciona un límite superior de 2,20 % en masa con el fin de evitar un refuerzo excesivo y, además, para garantizar la soldabilidad y la idoneidad para procesos de recubrimiento opcionales. El contenido de manganeso es preferiblemente de 1,2-2,2 % en masa. Parte del manganeso se puede reemplazar por cromo siempre que la cantidad total de Mn+Cr sea de 0,9-2,5 % en masa, preferiblemente 1,2-2,0 % en masa.
Se añaden titanio, niobio y vanadio al acero para formar precipitados que proporcionan efectos beneficiosos, es decir, carburos, nitruros y carbonitruros y para refinar la microestructura del acero durante el laminado en caliente. El vanadio es importante en la etapa de enfriamiento para obtener la microestructura deseada. El contenido de titanio del acero es de 0-0,10 % en masa, preferiblemente 0,005-0,080 % en masa, más preferiblemente 0,02-0,08 % en masa. El contenido de niobio del acero es de 0,005-0,100 % en masa, preferiblemente 0,005-0,08 % en masa, más preferiblemente 0,01 -0,08 % en masa. El contenido de vanadio del acero es de 0,11 -0,40 % en masa, preferiblemente 0,15-0,30 % en masa. La cantidad total de V+Nb+Ti es de 0,20-0,40 % en masa o 0,22-0,40 % en masa.
Opcionalmente, se puede añadir silicio ya que, como el aluminio, puede funcionar como un elemento de desoxidación y también se puede utilizar en el refuerzo de soluciones sólidas, especialmente si se desea una mejor calidad de superficie. El límite superior se selecciona con el fin de evitar un reforzamiento excesivo. El contenido de silicio del acero puede ser de 0-0,5 % en masa, preferiblemente 0,03-0,5 % en masa, más preferiblemente 0,03-0,25 % en masa.
El aluminio se utiliza en una cantidad de 0,005-0,150 % en masa, preferiblemente 0,015-0,090 % en masa, con el fin de afectar a la formación de carburo durante el procesamiento térmico del acero y en la desoxidación.
El cromo se puede utilizar opcionalmente en una cantidad de 0-1,0 % en masa, preferiblemente 0-0,3 o 0-0,25 % en masa con el fin de aumentar la resistencia. El límite superior se selecciona con el fin de evitar un reforzamiento excesivo. Además, tal contenido de cromo relativamente bajo mejora la soldabilidad del acero.
Opcionalmente, se puede utilizar níquel en una cantidad de 0-1,0 % en masa, preferiblemente 0-0,15 % en masa, con el fin de aumentar la resistencia. El límite superior se selecciona con el fin de evitar un reforzamiento excesivo. Además, tal contenido de níquel relativamente bajo mejora la soldabilidad del acero.
El cobre se puede utilizar opcionalmente en una cantidad de 0-0,5 % en masa, preferiblemente 0-0,15 % en masa, con el fin de aumentar la resistencia. El límite superior se selecciona con el fin de evitar un reforzamiento excesivo. Además, tal contenido de cobre relativamente bajo mejora la soldabilidad del acero.
Si se añaden cromo, níquel y cobre al acero, esto puede conferir propiedades de resistencia a la intemperie al acero.
El molibdeno se puede utilizar opcionalmente en una cantidad de 0-0,5 % en masa, preferiblemente 0-0,2 % en masa, más preferiblemente 0-0,1 % en masa, con el fin de aumentar la resistencia. El límite superior se selecciona con el fin de evitar un reforzamiento excesivo. Además, tal contenido de molibdeno relativamente bajo puede mejorar la soldabilidad del acero. Sin embargo, el molibdeno no se necesita normalmente en la presente invención, lo que reduce el coste de la aleación.
El boro se puede utilizar opcionalmente en una cantidad de 0-0,0008 % en masa, preferiblemente 0-0,0005 % en masa, con el fin de aumentar la resistencia. Sin embargo, debido al alto factor de templabilidad del boro, se prefiere no usar boro. El boro no se añade intencionadamente al acero.
El calcio puede incluirse en el acero por razones relacionadas con el procesamiento de fundición, en una cantidad de hasta 0,005 % en masa, preferiblemente de 0,001-0,004 % en masa.
Además del hierro y los elementos de aleación añadidos de forma intencionada y opcional, el acero puede comprender pequeñas cantidades de otros elementos, tales como las impurezas que se originan en la fundición. Esas impurezas son:
- Nitrógeno, que es un elemento que puede unirse a elementos de microaleación existentes en el acero hasta nitruros y carbonitruros. Ésta es la razón por la que se puede incluir en el acero un contenido de nitrógeno de hasta 0,01 %, preferiblemente de 0,001-0,006 % en masa. Sin embargo, un contenido de nitrógeno superior al 0,01 % en masa permitiría que los nitruros se volvieran más gruesos. Sin embargo, el nitrógeno no se añade intencionadamente al acero.
- El fósforo habitualmente se incluye inevitablemente en el acero y debería limitarse a 0-0,05 % en masa, preferiblemente 0-0,02 % en masa, ya que un mayor contenido de fósforo puede ser perjudicial para las propiedades de alargamiento del acero.
- El azufre habitualmente se incluye inevitablemente en el acero y debería limitarse a un máximo de 0,01 % en masa, preferiblemente 0-0,005 % en masa. El azufre disminuye la capacidad de flexión del acero.
- El oxígeno puede estar presente en el acero como un elemento inevitable, pero debería limitarse a menos de 0,005 % en masa. Esto se debe a que puede existir como una inclusión que debilita la conformabilidad del acero.
- El acero también puede contener 0-0,1 % en masa de circonio, 0-0,1 % en masa de cobalto y/o 0-0,1 % en masa de tungsteno sin afectar negativamente a las propiedades físicas del acero.
El procedimiento de acuerdo con la presente invención comprende la etapa de calentar la losa de acero a una temperatura de 900-1350 °C con el fin de disolver los elementos de microaleación en la losa de acero antes del laminado en caliente, y luego laminar en caliente el acero a una temperatura de 750-1300 °C, en el que la temperatura de laminación final (TLF), es decir, la temperatura de la última pasada de laminación en caliente en la etapa de laminación en caliente, es por ejemplo entre 850 y 950 °C.
La etapa de laminación en caliente se puede efectuar al menos parcialmente en un tren de laminado de flejes. La etapa de laminación en caliente puede incluir laminación en caliente a una temperatura en el intervalo de 750-1350 °C, pero preferiblemente en el intervalo de Ar3 a 1280 °C. La etapa de laminación en caliente puede ser un proceso de laminación termomecánica (PCTM) que consta, por ejemplo, de dos pasos que incluyen la laminación en un paso de prelaminado y un paso de laminación posterior en un tren de laminado de flejes que tiene una temperatura de laminación final (TLF) entre 750 y 1000 °C. Sin embargo, se prefiere que la temperatura de laminación en caliente (TLF) en la etapa de laminación en caliente esté por encima de la temperatura Ar3 del acero. Esto se debe a que, de lo contrario, pueden surgir problemas relacionados con la textura de laminación y la lisura del fleje. Los procesos de laminación termomecánica pueden ayudar a lograr las propiedades mecánicas deseadas al reducir el tamaño de grano de la microestructura endurecida en fase y aumentar las subestructuras de fase adicionales.
Después de una pasada de laminación en caliente final, el acero se templa directamente a una tasa de enfriamiento de al menos 30 °C/s hasta una temperatura de bobinado preferiblemente en el intervalo de 25-75 °C (es decir, el calor residual del laminado en caliente). Un fleje de acero templado incluye una microestructura endurecida en fase, tal como una microestructura que consta principalmente de ferrita bainítica y martensita, incluyendo las subestructuras de fase que son beneficiosas para la siguiente etapa o etapas del proceso. Además, la etapa de templado rápido da como resultado que al menos parte de, o preferiblemente la mayoría de los elementos de microaleación se mantengan en la solución durante el enfriamiento del calor de laminación en caliente.
El fleje de acero se bobina después del templado directo. La temperatura del fleje de acero puede disminuir continuamente a lo largo de toda la longitud del fleje de acero desde el final de la etapa de templado directo hasta el inicio de la etapa de bobinado. El bobinado se lleva a cabo a baja temperatura, es decir, preferiblemente a una temperatura en el intervalo de 25 a 75 °C.
De acuerdo con un modo de realización de la invención, después del bobinado, el fleje de acero laminado en caliente puede someterse a una o más etapas de procedimiento adicionales, tales como recocido continuo.
El recocido continuo se puede llevar a cabo a una temperatura entre 100 y 400 °C. Los elementos de microaleación comienzan a precipitar o los precipitados preliminares continúan creciendo cuando el fleje de acero templado se recuece continuamente después de la etapa de templado directo si la temperatura de recocido es más alta y el tiempo de recocido es lo suficientemente largo, lo que conduce al ablandamiento. Tal recocido puede efectuarse en una línea de recocido continuo (LRC) o en una línea de revestimiento por inmersión en caliente (LRIC). Antes de la etapa de recocido, el fleje de acero laminado en caliente se puede decapar.
Una etapa de recubrimiento por inmersión en caliente puede incluir sumergir el fleje de acero laminado en caliente en un metal fundido tal como zinc, aluminio o zinc-aluminio, después de la etapa de recocido, en la que se obtiene un fleje de acero recubierto por inmersión en caliente que tiene buena conformabilidad y alta resistencia.
La temperatura de recocido continuo no supera los 400 °C. Temperaturas más altas conducen al ablandamiento. El tiempo de recocido en la etapa de recocido puede ser de 10 segundos a 1 semana, dependiendo de la temperatura de recocido. Normalmente, no se necesita recocido.
El fleje de acero laminado en caliente tiene una microestructura a % de espesor que es:
• al menos 90 % de martensita y bainita con constituyentes de martensita-austenita (MA) en forma de isla, preferiblemente al menos 95 % y más preferiblemente más del 98 %, siendo el resto:
• menos del 5 % de ferrita poligonal y ferrita cuasipoligonal, preferiblemente menos del 2 %, más preferiblemente menos del 1 %,
• menos del 5 % de perlita, preferiblemente menos del 2 %, más preferiblemente menos del 1 %,
• menos del 5 % de austenita, preferiblemente menos del 2 %, más preferiblemente menos del 1 %, de modo que el porcentaje de área total sea 100 %.
La bainita puede incluir bainita granular, bainita superior e inferior y ferrita acicular, por ejemplo. De acuerdo con un modo de realización de la invención, la proporción de bainita superior es preferiblemente inferior al 80 %. De acuerdo con un modo de realización de la invención, el contenido de bainita está preferiblemente entre 20 y 90 % y el contenido de martensita preferiblemente entre 10 y 80 %. De acuerdo con un modo de realización de la invención, para un espesor de fleje inferior a 3 mm, el contenido de bainita es preferiblemente de 20 a 50 % y el contenido de martensita preferiblemente de 50 a 80 %. De acuerdo con un modo de realización de la invención, para un espesor de fleje superior a 5 mm, el contenido de bainita es preferiblemente del 50-90 % y el contenido de martensita es preferiblemente del 10-50 %, en el que el porcentaje de área total es del 100 % en todas las realizaciones citadas en este documento. La microestructura se puede determinar usando, por ejemplo, un microscopio electrónico de barrido.
Un fleje de acero laminado en caliente fabricado usando un procedimiento de acuerdo con la presente invención también exhibirá al menos una de las siguientes propiedades mecánicas: una dureza de 260-350 HBW, preferiblemente 270-325 HBW (en el que la prueba de dureza Brinell se realiza usando un bola de carburo de 2,5 mm de diámetro hasta 4,99 mm de espesor, en el que la dureza se mide al menos a 0,3 mm de la superficie (y para espesores de 5-7,99 mm, el diámetro de la bola de carburo es de 5 mm y la dureza se mide al menos a 0,5 mm de la superficie, y con un espesor de 8 mm y más, el diámetro de la bola de carburo es de 10 mm y la dureza se mide al menos a 0,8 mm de la superficie, una resistencia a la tracción, Rm de más de 875 MPa a 1100 MPa, preferiblemente 900-1150 MPa, un alargamiento total de al menos 8 % o al menos 10 %, una tenacidad al impacto Charpy V (-40 °C) de 34 J/cm2 preferiblemente 50 J/cm2, un radio de flexión mínimo de < 2,0 x t o < 1,9 x t, o <1,8 x t, o <1,7 x t, preferiblemente cuando el eje de flexión es paralelo a la dirección de laminación y t es espesor (mm) de la muestra de acero.
En la tabla 1 se muestran las composiciones de acero que se estudiaron en este trabajo, en las que el resto es hierro e impurezas inevitables. Las composiciones de acero A1 y A2 tienen una composición química como se indica en las reivindicaciones independientes adjuntas y son realizaciones de la presente invención ("INV"). Las composiciones de acero B, C1, C2, D1, D2 y E1 comprenden al menos un elemento en una cantidad que se encuentra fuera del intervalo dado en las reivindicaciones independientes adjuntas y no son realizaciones de la invención, sino ejemplos comparativos ("REF").
Figure imgf000012_0001
En la tabla 2 se muestran los parámetros del proceso que se usaron para la fabricación de los flejes de acero laminado en caliente que se estudiaron en este trabajo.
Figure imgf000013_0001
Figure imgf000013_0002
Las losas de acero de las composiciones de acero A1, A2 B, C1, C2, D1, D2 y E1 que tenían un espesor tbarra se calentaron concretamente en un horno a la temperatura del horno indicada en la Tabla 2 y luego se sometieron a laminación en caliente hasta un espesor final, t, a la temperatura de laminación y la temperatura de laminación final (TLF) que se muestran en la Tabla 2. Después de la última pasada de laminación en caliente, las composiciones de acero se templaron directamente a una tasa de enfriamiento de al menos 30 °C/s a una temperatura de bobinado de 50 °C (menos una de las composiciones de acero A1, (que en consecuencia no se fabricó usando un procedimiento de acuerdo con la presente invención que requiere templado directo a una temperatura de bobinado en el intervalo de 25-75 °C) y uno de los ejemplos comparativos con la composición de acero B).
La Tabla 3 muestra las propiedades mecánicas de las composiciones de acero A1, A2 B, C1, C2, D1, D2 y E1.
Figure imgf000014_0001
El acero convencional habitualmente tiene una microestructura completamente martensítica, una dureza de 400 HBW o más y un radio de flexión mínimo, R/t de 2,5-5,0.
Ni el acero convencional ni los ejemplos comparativos exhiben una capacidad de flexión tan buena combinada con una alta resistencia a la tracción como el fleje de acero laminado en caliente de acuerdo con la presente invención. Además, el fleje de acero laminado en caliente de acuerdo con la presente invención exhibe una buena capacidad de flexión tanto en su dirección longitudinal, L, (es decir, dirección de laminación, DL) como en su dirección transversal, T.
Adicionalmente, el fleje de acero laminado en caliente de acuerdo con la presente invención tiene una dureza menor que el acero convencional y los ejemplos comparativos y, por tanto, es más adecuado para aplicaciones en las que se requieren buena capacidad de flexión así como buena resistencia al desgaste y también alta resistencia a la tracción junto con alta resistencia al impacto.
Las Figuras 2, 3 y 5 muestran la microestructura de un fleje de acero laminado en caliente de 6 mm de espesor de acuerdo con un modo de realización de la invención en la superficie, 1,5 mm por debajo de la superficie (es decir, a % de espesor) y 3,0 mm por debajo de la superficie (es decir, a / espesor) respectivamente.
La Figura 4 muestra un rasgo de la microestructura a 1,5 mm por debajo de la superficie (es decir, a % de espesor) a un aumento mayor que en la figura 3.
La microestructura a % de espesor (mostrada en las figuras 3 y 4) es al menos 90 % de martensita y bainita con constituyentes de martensita-austenita (MA) en forma de isla. El 10 % restante de la microestructura puede comprender ferrita poligonal y/o ferrita cuasipoligonal y/o perlita y/o austenita.
Otras modificaciones de la invención dentro del alcance de las reivindicaciones resultarán evidentes para una persona experta.

Claims (14)

REIVINDICACIONES
1. Fleje de acero laminado en caliente con una resistencia a la tracción superior a 875 MPa y que contiene en % en masa:
C 0,06-0,12,
Si 0-0,5,
Mn 0,7-2,2,
Nb 0,01-0,10,
Ti 0,01-0,10,
V 0,11-0,4,
en el que la cantidad total de V+Nb+Ti es 0,20-0,40
Al 0,005-0,15,
B 0-0,0008,
Cr 0-1,0,
en el que la cantidad total de Mn+Cr es de 0,9-2,5,
Mo 0-0,5,
Cu 0-0,5,
Ni 0-1,0,
P 0-0,05,
S 0-0,01,
Zr 0-0,1
Co 0-0,1
W 0-0,1
Ca 0-0,005,
N 0-0,01,
resto de Fe e impurezas inevitables, tal como menos de 0,005 % en masa de oxígeno y tiene una microestructura a % de espesor que es:
• al menos 90 % de martensita y bainita con constituyentes de martensita-austenita (MA) en forma de isla, preferiblemente al menos 95 % y más preferiblemente más del 98 %, siendo el resto:
• menos del 5 % de ferrita poligonal y ferrita cuasipoligonal, preferiblemente menos del 2 %, más preferiblemente menos del 1 %,
• menos del 5 % de perlita, preferiblemente menos del 2 %, más preferiblemente menos del 1 %,
• menos del 5 % de austenita, preferiblemente menos del 2 %, más preferiblemente menos del 1 %, de modo que el porcentaje de área total sea 100 %.
2. Fleje de acero laminado en caliente de acuerdo con la reivindicación 1, en el que la cantidad total de V+Nb+Ti es de 0,22-0,40 o 0,25-0,40.
3. Fleje de acero laminado en caliente de acuerdo con cualquiera de las reivindicaciones anteriores, en el que exhibe al menos una de las siguientes propiedades mecánicas: una dureza de 260-350 HBW, preferiblemente 270­ 325 HBW, un límite elástico de hasta 1050 MPa, una resistencia a la tracción superior a 875 MPa a 1100 MPa, preferiblemente 900-1050 MPa, un alargamiento total A5 de al menos 8 %, una tenacidad al impacto Charpy V (- 40 °C) de 34 J/cm2, preferiblemente 50 J/cm2, un radio de flexión mínimo de < 2,0 x espesor de la muestra de acero, t cuando el eje de flexión es paralelo a la dirección de laminación.
4. Fleje de acero laminado en caliente de acuerdo con cualquiera de las reivindicaciones anteriores que tiene un espesor de 12 mm o menos, preferiblemente 6 mm o menos.
5. Fleje de acero laminado en caliente de acuerdo con cualquiera de las reivindicaciones anteriores, en el que el contenido de niobio es 0,01 -0,05 % en masa cuando el espesor de la muestra de acero t < 6 mm y 0,01 -0,10 % en masa cuando el espesor de la muestra de acero t > 6 mm.
6. Fleje de acero laminado en caliente de acuerdo con cualquiera de las reivindicaciones anteriores, en el que el contenido de titanio es 0,01-0,07 % en masa cuando t < 6 mm y 0,03-0,10 % en masa cuando el espesor de la muestra de acero t > 6 mm.
7. Fleje de acero laminado en caliente de acuerdo con cualquiera de las reivindicaciones anteriores, en el que el contenido de carbono es 0,07-0,10 % en masa.
8. Fleje de acero laminado en caliente de acuerdo con cualquiera de las reivindicaciones anteriores, en el que el contenido de manganeso es 1,20-2,20 % en masa.
9. Fleje de acero laminado en caliente de acuerdo con cualquiera de las reivindicaciones anteriores, en el que el contenido de niobio es 0,005-0,080 % en masa, preferiblemente 0,01-0,08 % en masa.
10. Fleje de acero laminado en caliente de acuerdo con cualquiera de las reivindicaciones anteriores, en el que el contenido de vanadio es 0,15-0,30 % en masa.
11. Fleje de acero laminado en caliente de acuerdo con cualquiera de las reivindicaciones anteriores, en el que el contenido de aluminio es 0,015-0,09 % en masa.
12. Fleje de acero laminado en caliente de acuerdo con cualquiera de las reivindicaciones anteriores, en el que la cantidad total de Mn+Cr es 1,2-2,0 % en masa.
13. Procedimiento para producir un fleje de acero laminado en caliente que tiene una resistencia a la tracción superior a 875 MPa, en el que el procedimiento comprende las etapas de proporcionar una losa de acero que contiene en % en masa:
C 0,06-0,12,
Si 0-0,5,
Mn 0,7-2,2,
Nb 0,01-0,10,
Ti 0,01-0,10,
V 0,11-0,4,
en el que la cantidad total de V+Nb+Ti es 0,20-0,40
Al 0,005-0,15,
B 0-0,0008,
Cr 0-1,0,
en el que la cantidad total de Mn+Cr es de 0,9-2,5,
Mo 0-0,5,
Cu 0-0,5,
Ni 0-1,0,
P 0-0,05,
S 0-0,01,
Zr 0-0,1
Co 0-0,1
W 0-0,1
Ca 0-0,005,
N 0-0,01,
el resto Fe e impurezas inevitables, tal como menos de 0,005 % en masa de oxígeno,
- calentar la losa de acero a una temperatura de 900-1350 °C,
- laminar en caliente dicho acero a una temperatura de 750-1300 °C, y
- templar directamente dicho acero después de una pasada de laminación en caliente final a una tasa de enfriamiento de al menos 30 °C/s a una temperatura de bobinado inferior a 400 °C, preferiblemente 150 °C, más preferiblemente inferior a 100 °C, normalmente en el intervalo de 25-75 °C, en el que se obtiene un fleje de acero laminado en caliente que tiene la siguiente microestructura a % de espesor:
• al menos 90 % de martensita y bainita con constituyentes de martensita-austenita (MA) en forma de isla, preferiblemente al menos 95 % y más preferiblemente más del 98 %, siendo el resto:
• menos del 5 % de ferrita poligonal y ferrita cuasipoligonal, preferiblemente menos del 2 %, más preferiblemente menos del 1 %,
• menos del 5 % de perlita, preferiblemente menos del 2 %, más preferiblemente menos del 1 %, menos del 5 % de austenita, preferiblemente menos del 2 %, más preferiblemente menos del 1 %, de modo que el porcentaje de área total sea 100 %.
14. Procedimiento de acuerdo con la reivindicación 13, que comprende la etapa de recocer continuamente el fleje de acero templado a una temperatura de recocido de 100-400 °C después de la etapa de templado directo.
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