ES2883267T3

ES2883267T3 - Chapa de acero galvanizado para el prensado en caliente y método para la producción de un artículo moldeado prensado en caliente

Info

Publication number: ES2883267T3
Application number: ES16851741T
Authority: ES
Inventors: Ryosuke Otomo; Mikako Takeda
Original assignee: Kobe Steel Ltd
Current assignee: Kobe Steel Ltd
Priority date: 2015-10-02
Filing date: 2016-09-29
Publication date: 2021-12-07
Anticipated expiration: 2036-09-29
Also published as: EP3358032A4; US20180281348A1; KR102051284B1; RU2693226C1; JP2017066508A; WO2017057570A1; EP3358032B1; BR112018006379B1; MX2018003455A; EP3358032A1; CA2999835C; KR20180043331A; CA2999835A1; CN108138282B; BR112018006379A2; CN108138282A

Abstract

Una chapa de acero galvanizado para su uso en prensado en caliente, que comprende una capa galvanizada y una chapa de acero base, en donde el óxido interno está presente en un lado de la chapa de acero base desde una interfaz entre la capa galvanizada y la chapa de acero base, comprendiendo la chapa de acero base, en % en masa, C: del 0,15 al 0,5 %; Si: del 0,50 al 2,5 %; Mn: del 1,0 al 3 %; Cr: del 0 al 1,0 %; Al: del 0,01 % al 0,5 %; P: 0,020 % o menos; S: 0,010 % o menos; y N: 0,010 % o menos, y opcionalmente uno o más elementos seleccionados del grupo que consiste en B: del 0,0003 % al 0,0050 %, Ti: del 0,01 % al 0,10 %, y Mo: del 0,01 % al 1 %; uno o más elementos seleccionados del grupo que consiste en Nb, Zr, y V: del 0,01 % al 0,10 % en total; y uno o más elementos seleccionados del grupo que consiste en Cu y Ni: del 0,01 % al 1 % en total, siendo el resto hierro e impurezas inevitables, en donde la chapa de acero base satisface la siguiente fórmula (1): (2 x [Si]/28,1 + [Mn]/54,9 + 1,5 x [Cr]/52,0) > 0,05 ... (1) en donde, en la fórmula (1), [Si] representa un contenido de Si en % en masa de la chapa de acero base, [Mn] representa un contenido de Mn en % en masa de la chapa de acero base y [Cr] representa un contenido de Cr en % en masa de la chapa de acero base; en donde la profundidad de oxidación interna en el lado de la chapa de acero base desde la interfaz entre la capa galvanizada y la chapa de acero base es de 5 μm o más; en donde en la chapa de acero galvanizado satisface la siguiente fórmula (2): a > 0,30 x b ... (2) donde a (μm) es la profundidad de oxidación interna en el lado de la chapa de acero base desde la interfaz entre la capa galvanizada y la chapa de acero base, y b (g/m2) es una masa de recubrimiento galvanizado por unidad de superficie de la capa galvanizada; en donde la masa de recubrimiento por unidad de superficie de la capa galvanizada es de 30 a 200 g/m2; en donde un grosor de la chapa es 0,8 mm o más; y en donde la presencia o ausencia de óxido interno se determina como se describe en la descripción.

Description

DESCRIPCIÓN

Chapa de acero galvanizado para el prensado en caliente y método para la producción de un artículo moldeado prensado en caliente

Campo técnico

La presente divulgación se refiere a una chapa de acero galvanizado para el prensado en caliente y a un método de fabricación de un producto conformado por prensado en caliente.

Antecedentes de la técnica

En los últimos años, con el fin de reducir el peso de los automóviles, se ha avanzado en la aplicación de acero de alta resistencia a sus carrocerías y se ha ampliado la aplicación de una chapa de acero con una resistencia a la tracción superior a 980 MPa. Sin embargo, con el aumento de la resistencia de las láminas de acero, surgen problemas tales como una reducción de la vida útil de un molde durante el procesamiento de los componentes y una gran variación en la forma debido a la recuperación elástica.

Por lo tanto, se ha desarrollado un método denominado prensado en caliente o estampado en caliente y, en particular, se ha utilizado ampliamente como método de fabricación de un componente que tiene una resistencia a la tracción de 1.470 MPa o más. En el método mencionado anteriormente, una chapa de acero de baja resistencia se calienta hasta un punto Ac1 o superior, por ejemplo, aproximadamente 900 °C o superior antes de la conformación por prensado para austenitizarla, y a continuación se conforma en una región de alta temperatura. Como resultado, se puede reducir la resistencia a la deformación de dicho acero, también se puede reducir el retorno elástico y, además, se puede garantizar una alta resistencia de este acero porque se templa al mismo tiempo que el moldeo. Por otra parte, en los elementos estructurales de automóviles, los elementos laterales, los estribos laterales, los elementos transversales, las partes inferiores de los pilares y similares, que deben tener una alta resistencia a la corrosión, deben tener un efecto de prevención de la corrosión sacrificial y, por lo tanto, los componentes trabajados en frío que utilizan una chapa de acero galvanizado se han aplicado convencionalmente. Sin embargo, en los últimos años, incluso los componentes, tales como los elementos laterales, mencionados anteriormente, también deben conformarse utilizando una chapa de acero galvanizado en un proceso de estampación en caliente y adquirir una alta tenacidad y una alta resistencia a la corrosión.

No obstante, cuando la chapa de acero galvanizado se somete a prensado en caliente, existe el problema de que se produzcan grietas en la chapa de acero durante el prensado debido a la fragilización del metal líquido (LME), que hace que la chapa de acero se vuelva quebradiza por el zinc licuado a una temperatura elevada de 900 °C, lo que reduce la resistencia al impacto y la resistencia a la fatiga requeridas para el componente. La aplicación de una chapa de acero galvanizado al prensado en caliente no ha avanzado en la actualidad.

Como método para evitar este problema, por ejemplo, el Documento de patente 1 divulga la formación de una capa dúctil sobre un recubrimiento galvanizado. El Documento de patente 1 describe que esta capa dúctil puede dispersar la tensión tan bien que ya no se producen microgrietas superficiales en el acero endurecible debido a la oxidación superficial de la banda durante el calentamiento y/o moldeo y enfriamiento para austenitización. Sin embargo, la capa dúctil que se puede formar mediante la técnica del Documento de patente 1 está limitada a aproximadamente 10 |jm. Cuando la capa dúctil es así de delgada, se considera que la capa dúctil desaparece por la rápida aleación de un recubrimiento galvanizado y una base de hierro en una etapa de calentamiento antes del prensado en caliente, lo que dificulta la supresión suficiente de la aparición de grietas por LME en el prensado en caliente.

El Documento de patente 2 divulga un método para realizar la conformación usando una hoja de acero galvanizado, que comprende las etapas de: 1-preparar una banda de acero; 2-recubrir el acero con una capa de zinc o una aleación de zinc; 3-calentar el acero recubierto a una temperatura entre 300 °C y una temperatura Ac1 del acero; 4-después de las etapas 1, 2 y 3, cortar una pieza en bruto de la banda de acero; 5-calentar la pieza en bruto a una temperatura superior a la temperatura Ac1 del acero; 6-conformación en caliente de la pieza en bruto en un componente; y 7-endurecimiento del componente conformado en caliente. En el método, se muestra que en la etapa 3 antes del conformado en caliente, el acero se calienta a 300 °C o superior y el punto Ac1 o inferior de un material de acero para formar una capa de difusión de zinc y hierro, reduciendo así la cantidad de zinc líquido durante el conformado en caliente. Sin embargo, se cree que este método conduce a una reducción en la productividad y un aumento en el costo, porque requiere un calentamiento más complicado y más prolongado después de un tratamiento de chapado que una chapa de acero convencional galvanizada por inmersión en caliente.

El presente solicitante también ha propuesto en el Documento de Patente 3 una técnica para suprimir la LME calentando el acero durante un tiempo predeterminado o más antes del conformado en caliente. Sin embargo, existe la necesidad de realizar más estudios sobre cómo mejorar la productividad, como acortar el tiempo de espera en un horno de calentamiento teniendo en cuenta la productividad y el costo, que son problemas para un proceso de conformado en caliente.

En el Documento de Patente 4, en un producto de chapa de acero destinado a tratamiento térmico, se aplica un recubrimiento de acabado individual a al menos una de las superficies libres del producto de chapa de acero. Se muestra que el recubrimiento de acabado contiene al menos uno de un compuesto de óxido, un compuesto de nitruro, un compuesto de sulfuro, un compuesto de sulfato, un compuesto de carburo, un compuesto de carbonato, un compuesto de fluoruro, un compuesto de hidrato, un compuesto de hidróxido y un compuesto de fosfato de metal de base. Específicamente, se divulga una técnica en la que el recubrimiento de acabado mencionado anteriormente se aplica a la superficie galvanizada para mejorar la capacidad de absorción de calor durante el calentamiento, de modo que el calentamiento se pueda realizar en un tiempo corto. Sin embargo, se cree que este método permite alcanzar la temperatura de austenita a la que es posible el enfriamiento rápido en poco tiempo, pero no puede obtener el efecto de suprimir la LME. El Documento de patente 5 divulga una chapa de acero galvanizado con agrietamiento por LME reducido.

Documentos de la técnica anterior

Documento de patente

Documento de patente 1: JP-T-2011-508824

Documento de patente 2: JP-T-2012-512747

Documento de patente 3: JP-A-2014-159624

Documento de patente 4: JP-T-2014-512457

Documento de patente 5: WO 2015/005191

Divulgación de la invención

Problemas a resolver mediante la invención

La presente divulgación se ha realizado centrándose en las circunstancias mencionadas anteriormente, y un objeto de la misma es proporcionar una chapa de acero galvanizado para prensado en caliente que pueda lograr el calentamiento para suprimir la aparición de grietas por LME en un corto período de tiempo durante un proceso de prensado en caliente, y un método de fabricación de un producto conformado por prensado en caliente en el que el prensado en caliente se realiza utilizando la chapa de acero galvanizado mencionada anteriormente. En lo sucesivo en el presente documento, la supresión de la aparición de grietas por LME puede denominarse simplemente "supresión de la LME".

Medios para resolver los problemas

Una chapa de acero galvanizado de acuerdo con la reivindicación 1.

La presente divulgación también incluye un método de fabricación de un producto conformado por prensado en caliente obtenido realizando el prensado en caliente utilizando la chapa de acero galvanizado para su uso en el prensado en caliente.

Efectos de la invención

De acuerdo con la presente divulgación, el tiempo de calentamiento para suprimir la LME se puede reducir durante el prensado en caliente utilizando la chapa de acero galvanizado. Como resultado, utilizando la chapa de acero galvanizado, el prensado en caliente se realiza con mayor productividad que en la técnica anterior, de modo que se puede fabricar un producto conformado por prensado en caliente que tiene alta resistencia y alta resistencia a la corrosión.

Breve descripción de los dibujos

La figura 1 es un diagrama explicativo esquemático que muestra un proceso de doblado para la evaluación de la LME en los Ejemplos.

La figura 2 es un diagrama que muestra una posición de recogida de una muestra de observación de un material doblado en L después del proceso de doblado en los Ejemplos.

La figura 3 es un diagrama para explicar un punto de medición de una profundidad de grieta por LME en los Ejemplos.

Modo para llevar a cabo la invención

Los inventores han investigado diligentemente para resolver los problemas anteriores. Como resultado, se ha observado que si el o los óxidos internos están presentes en el lado de la chapa de acero base desde la interfaz entre la capa galvanizada y la chapa de acero base en la chapa de acero galvanizado, preferentemente, si los óxidos internos se dispersan a una cierta profundidad o más desde la interfaz, el tiempo de calentamiento para suprimir la LME se puede reducir mediante el proceso de prensado en caliente utilizando la chapa de acero galvanizado.

El óxido interno es un óxido que contiene al menos elementos oxidables como Si, Mn y Cr. El o los óxidos internos se refieren a el o los óxidos que están presentes en los límites de los granos de cristal y dentro de los granos de cristal en la chapa de acero base, y los métodos de observación se muestran en los siguientes ejemplos.

Aunque el mecanismo de acortar el tiempo de calentamiento para suprimir la LME por la presencia del o los óxidos internos en la chapa de acero de base no se ha elucidado, se considera lo siguiente. Es decir, es más probable que se produzca LME durante el proceso de prensado en caliente cuando hay presente una gran cantidad de zinc líquido durante el procesamiento. Al calentar antes del prensado en caliente, se produce una reacción de aleación de zinc y hierro entre una capa galvanizada y una chapa de acero base para formar así una capa de aleación que tiene un alto punto de fusión, de modo que la cantidad de zinc líquido durante el procesamiento tiende a reducirse, suprimiendo así la LME. Los inventores han descubierto que la reacción de aleación se promueve como el o los óxidos internos, formado por la presencia de óxido u óxidos internos, formado por la oxidación selectiva de elementos oxidables, tal como Si, en la chapa de acero base. Por esta razón, se supone que incluso si el calentamiento antes del prensado en caliente se realiza durante un corto tiempo, se forma la capa de aleación y la cantidad de zinc líquido se reduce suficientemente, suprimiendo de este modo la aparición de grietas por LME.

Se considera que la reacción de aleación antes mencionada es más probable que ocurra a medida que los óxidos internos se dispersen más profundamente en el lado de la chapa de acero base desde la interfaz entre la capa galvanizada y la chapa de acero base, en otras palabras, una región donde se dispersan los óxidos internos en la chapa de acero base se vuelve más grande. Por lo tanto, en la realización de la presente invención, la profundidad máxima a la que está presente el o los óxidos internos en el lado de la chapa de acero base desde la interfaz entre la capa galvanizada y la chapa de acero base es preferentemente de 5 pm o más. La profundidad máxima se refiere a una profundidad máxima a la que está presente el o los óxidos internos desde la interfaz entre la capa galvanizada y la chapa de acero base en la dirección transversal del espesor de la chapa, como lo muestran las mediciones en los ejemplos que se mencionarán más adelante. En lo sucesivo, la "profundidad máxima a la que está presente el óxido interno" puede denominarse simplemente "profundidad de oxidación interna". La profundidad de oxidación interna es más preferentemente de 8 pm o más, y aún más preferentemente de 10 pm o más. Teniendo en cuenta las condiciones de fabricación y similares, el límite superior de la profundidad de oxidación interna es de aproximadamente 70 pm.

La extensión requerida del efecto de supresión de la LME varía según las condiciones de moldeo y la masa de recubrimiento galvanizado de acuerdo con el rendimiento antioxidante necesario. En cualquier caso, sin embargo, utilizando la chapa de acero galvanizado de acuerdo con la realización de la presente invención, el tiempo de calentamiento requerido para suprimir la LME puede reducirse, en comparación con la técnica anterior.

La profundidad de oxidación interna se establece de acuerdo con la masa de recubrimiento galvanizado, lo que con mayor certeza permitirá que presente el efecto de supresión de LME. Se satisface la siguiente fórmula (2),

a > 0,30 x b ■■■ (2)

donde a (pm) es la profundidad máxima a la que está presente el o los óxidos internos en el lado de la chapa de acero base desde una interfaz entre la capa galvanizada y la chapa de acero base, y b (g/m2) es una masa de recubrimiento galvanizado por unidad de superficie.

Se describirá la fórmula (2) mencionada anteriormente. Cuando toda la capa galvanizada de la chapa de acero galvanizado se alea en un proceso de calentamiento durante el proceso de prensado en caliente, la composición de la capa de chapado de aleación obtenida tiene aproximadamente un 70 % en masa de Fe y un 30 % en masa de Zn. Se pensó que el efecto de supresión de la LME podría ser el máximo si el o los óxidos internos estuvieran presentes en la chapa de acero base a una profundidad correspondiente al contenido de hierro en la chapa de acero base, que se requería para alear la capa galvanizada. hasta este estado. La profundidad a (pm) es a = 0,3 * b con respecto a la masa de recubrimiento b (g/m2) por unidad de superficie de zinc. Esto se debe a que el contenido de Zn, que es 7:3 en relación de masa con respecto a la capa de Fe que tiene un espesor de a (pm), corresponde a b = (3,3 x a) (g/m2). La fórmula anterior (2) se basa en tal concepto. Por ejemplo, cuando la masa de recubrimiento galvanizado por unidad de superficie es 80 (g/m2), por lo que presenta un rendimiento antioxidante suficiente como un componente automotriz general, la profundidad de oxidación interna a la que se puede suprimir la LME al máximo es de 24 pm. La profundidad de oxidación interna "a" debe ser de 0,30 x b o más, y el límite superior de la misma no está particularmente limitado, pero incluso si la profundidad de oxidación interna es suficientemente más profunda que 0,30 x b, el efecto de supresión de la LME está saturado.

Para formar el óxido interno, es necesario que la chapa de acero base en la chapa de acero galvanizado satisfaga la composición química que se muestra a continuación, en particular, la fórmula definida (1). En las condiciones de fabricación de la chapa de acero galvanizado, se recomienda controlar las condiciones de bobinado después del laminado en caliente y similares como se menciona más adelante.

Composición química de la chapa de acero base

En primer lugar, se describirá la composición química de la chapa de acero base en la chapa de acero galvanizado. En lo sucesivo en el presente documento, "%" en la composición química significa "% en masa".

C: del 0,15 al 0,5 %

C es un elemento que contribuye como un elemento de refuerzo de la solución sólida al refuerzo de una chapa de acero después del prensado en caliente, es decir, un producto conformado por prensado en caliente. El límite inferior del contenido de C es 0,15 % o más para obtener la elevada resistencia deseada de 980 MPa o más mediante prensado en caliente. El límite inferior del contenido de C es preferentemente 0,17 % o más. Sin embargo, cualquier contenido excesivo de C reduce la soldabilidad del producto conformado por prensado en caliente. Por lo tanto, el límite superior es 0,5 % o menos. El límite superior del contenido de C es preferentemente 0,40 % o menos, más preferentemente 0,35 % o menos y aún más preferentemente 0,30 % o menos.

Si: del 0,50 al 2,5 %

El Si es un elemento que contribuye a la mejora de la fuerza de unión de una parte soldada por puntos del producto conformado por presión en caliente. El Si también tiene el efecto de prevenir el templado en la etapa de enfriamiento lento del prensado en caliente y mantener la resistencia de un producto conformado por prensado en caliente. Asimismo, el Si es un elemento que contribuye a mejorar la ductilidad de un componente formando austenita residual. Para presentar eficazmente estos efectos, el límite inferior del contenido de Si es 0,50 % o más. El límite inferior del contenido de Si es preferentemente 0,70 % o más, más preferentemente 0,80 % o más, aún más preferentemente 0,90 % o más, e incluso preferentemente 1,0% o más. Sin embargo, cualquier contenido excesivo de Si hace que la resistencia del acero sea extremadamente alta, lo que conduce a un aumento de la carga de laminado durante la fabricación de la chapa de acero base, es decir, la chapa de acero decapada laminada en caliente o la chapa de acero laminada en frío. Asimismo, durante el laminado en caliente, se generan escamas que contienen SiO2 sobre la superficie de la chapa de acero base, y la textura de la superficie de la chapa de acero después del chapado se deteriora. Por lo tanto, el límite superior del contenido de Si es 2,5 % o menos. El límite superior del contenido de Si es preferentemente 2,3 % o menos, y más preferentemente 2,1 % o menos.

Mn: del 1,0 al 3 %

El Mn es un elemento útil para mejorar la templabilidad y suprimir variaciones en la resistencia de los productos conformados por prensado en caliente con una alta resistencia. Asimismo, el Mn también es un elemento que promueve la aleación en un proceso de aleación de chapado mencionado más adelante y contribuye a asegurar la concentración de Fe en una capa de chapado. Para presentar eficazmente estos efectos, el límite inferior del contenido de Mn es 1,0 % o más. El límite inferior del contenido de Mn es preferentemente 1,2 % o más, más preferentemente 1,5 % o más, y aún más preferentemente 1,7 % o más. Por otra parte, cualquier contenido excesivo de Mn hace que la resistencia del acero sea extremadamente alta, lo que conduce a un aumento de la carga de laminado durante la fabricación de la chapa de acero base. Por lo tanto, el límite superior del contenido de Mn es 3 % o menos. El límite superior del contenido de Mn es preferentemente 2,8% o menos y más preferentemente 2,5% o menos.

Cr: del 0 al 1,0 %

La templabilidad del producto conformado por prensado en caliente se puede asegurar con un contenido de C y Mn en las cantidades mencionadas anteriormente, pero puede contener Cr para mejorar adicionalmente la templabilidad. Además, el Cr es un elemento del que se puede esperar que reduzca las variaciones en la dureza del producto conformado por prensado en caliente. Para presentar eficazmente estos efectos, el límite inferior del contenido de Cr es preferentemente 0,01 % o más. El límite inferior del contenido de Cr es más preferentemente 0,05 % o más, y aún más preferentemente 0,10 % o más. Sin embargo, cualquier contenido excesivo de Cr satura los efectos antes mencionados y conduce a un aumento del coste. Por lo tanto, el límite superior del contenido de Cr es 1,0 % o menos. El límite superior del contenido de Cr es preferentemente 0,5 % o menos y más preferentemente 0,3 % o menos.

El Si, el Mn y el Cr están contenidos para mejorar las propiedades mecánicas y la templabilidad del material de acero. Sin embargo, como se ha mencionado anteriormente, estos elementos son los que son más oxidables que el hierro, y tienden a oxidarse incluso en un ambiente en el que la presión parcial de oxígeno es baja para reducir un óxido de hierro. Es decir, estos elementos son elementos que contribuyen a la formación del o los óxidos internos, mencionados anteriormente. En la realización de la presente invención, para obtener el o los óxidos internos mencionados anteriormente, los contenidos respectivos de Si, Mn y Cr en la chapa de acero base satisfacen la siguiente fórmula (1).

El valor del lado izquierdo de la siguiente ecuación (1) puede denominarse en lo sucesivo valor X.

(2 x [Si] / 28,1 [Mn] / 54,9 1,5 x [Cr] / 52,0) > 0,05 ■■■ (1)

En la fórmula (1) anterior, [Si] representa un contenido de Si en % en masa de la chapa de acero base, [Mn] representa un contenido de Mn en % en masa de la chapa de acero base y [Cr] representa el contenido de Cr en % en masa de la chapa de acero base.

El valor X es preferentemente 0,06 o más y más preferentemente 0,08 o más. Desde el punto de vista de la tenacidad del material, el límite superior del valor X es aproximadamente 0,24.

Los componentes de la chapa de acero en la realización de la presente invención son los mencionados anteriormente, y el resto incluye hierro e impurezas inevitables, tal como P, S y N. El P, S y N mencionados anteriormente, están restringidos a los siguientes intervalos.

P es un elemento que afecta adversamente a la fuerza de unión de una pieza soldada por puntos, y si el contenido de P es excesivo, el P se segrega en una superficie solidificada final de la pepita formada por la soldadura por puntos de modo que la pepita sea quebradiza, reduciendo así la fuerza de unión. Por tanto, el contenido de P es preferentemente 0,020 % o menos y más preferentemente 0,015 % o menos.

Al igual que el P, el S es un elemento que afecta adversamente a la fuerza de unión de una pieza soldada por puntos, y si el contenido de S es excesivo, se promueve la fractura en el límite de grano debido a la segregación del límite de grano en las pepitas para reducir la fuerza de unión. Por tanto, el contenido de S es 0,010 % o menos, y más preferentemente 0,008 % o menos.

El N se combina con el B para reducir el contenido de solución sólida B y afectar adversamente a la templabilidad. Cualquier contenido excesivo de N aumenta la cantidad de precipitación de nitruros, lo que afecta negativamente a la tenacidad. Por tanto, el límite superior del contenido de N es 0,010 % o menos y más preferentemente 0,008 % o menos. Teniendo en cuenta el coste y similares de la fabricación de acero, el contenido de N es habitualmente 0,001 % o más.

Además de los elementos anteriores, los elementos seleccionados que se mencionan a continuación pueden estar contenidos además en una cantidad apropiada según sea necesario.

Al: del 0,01 al 0,5 % o menos

El Al es un elemento que se puede utilizar para la desoxidación y puede estar contenido en un 0,01 % o más de Al. Sin embargo, cualquier contenido excesivo de Al no solo satura el efecto mencionado anteriormente, sino que también deteriora la procesabilidad a medida que aumentan las inclusiones tales como la alúmina. Por lo tanto, el límite superior del contenido de Al es preferentemente 0,5 % o menos. El límite superior del contenido de Al es más preferentemente 0,3 % o menos.

Uno o más elementos seleccionados del grupo que consiste en B: de 0,0003 % a 0,0050 % o menos, Ti: de 0,01 % a 0,10 % o menos, y Mo: de 0,01 % a 1 % o menos. El B, el Ti y el Mo son elementos que mejoran la templabilidad de la chapa de acero. Estos elementos pueden usarse solos o en combinación. Cada elemento se describirá a continuación.

Para mejorar la templabilidad de la chapa de acero con B, el contenido en B es 0,0003 % o más. El contenido en B es más preferentemente 0,0005 % o más y aún más preferentemente 0,0010 % o más. Por otra parte, cuando el contenido de B excede el 0,0050 %, la tenacidad del producto conformado por prensado se deteriora a medida que precipita boruro grueso en el producto conformado por prensado en caliente, y por lo tanto el contenido de B es preferentemente 0,0050 % o menos, y más preferentemente 0,0040 % o menos.

El Ti es un elemento que fija N y tiene la función de asegurar un efecto de enfriamiento por B. Además, el Ti también tiene el efecto de refinar la microestructura del acero. El refinamiento de la microestructura mejora la ductilidad del componente. Para exhibir suficientemente tal efecto, el contenido de Ti es 0,01 % o más y más preferentemente 0,02 % o más. Sin embargo, cualquier contenido excesivo de Ti deteriora la ductilidad de la chapa de acero y, por tanto, el contenido de Ti es preferentemente 0,10 % o menos, y más preferentemente 0,07 % o menos.

El Mo es un elemento que es eficaz para mejorar la templabilidad de la chapa de acero base, y se puede esperar que reduzca las variaciones en la dureza del producto conformado por prensado en caliente. Para exhibir efectivamente tal efecto, el contenido de Mo es 0,01 % o más. El contenido de Mo es más preferentemente 0,05 % o más y mucho más preferentemente 0,10 % o más. Sin embargo, cualquier contenido excesivo de Mo satura el efecto mencionado anteriormente, lo que conduce a un aumento en el coste, de modo que el límite superior del contenido de Mo es preferentemente 1 % o menos. El contenido de Mo es más preferentemente 0,5% o menos, y aún más preferentemente 0,3% o menos.

Uno o más elementos seleccionados del grupo que consiste en Nb, Zr y V: de 0,01 % a 0,10 % o menos del Nb total, El Zr y el V tienen el efecto de refinar la microestructura y tienen el efecto de mejorar la ductilidad de un componente por el refinamiento de la microestructura. Estos elementos pueden usarse solos o en combinación. Para exhibir efectivamente tal efecto, el límite inferior del contenido total de estos elementos es 0,01 % o más, y más preferentemente 0,02 % o más. El contenido total es un contenido de un solo elemento cuando uno cualquiera se usa solo, o un contenido total de dos o más tipos de elementos cuando dos o más de ellos se usan en combinación. Sin embargo, cualquier contenido total excesivo de estos elementos satura estos efectos, lo que conduce a un aumento en el coste. Por lo tanto, el límite superior del contenido total es preferentemente 0,10 % o menos y más preferentemente 0,05 % o menos.

Uno o más elementos seleccionados del grupo que consiste en Cu y Ni: de 0,01% a 1% o menos en total. El Cu y el Ni son elementos añadidos según sea necesario cuando se imparte resistencia a la fractura retardada al producto conformado por prensado en caliente. Estos elementos se pueden agregar solos o se pueden usar dos tipos en combinación. Para presentar eficazmente estos efectos, el contenido total de estos elementos es 0,01 % o más y más preferentemente 0,05 % o más. El contenido total es un contenido de un solo elemento cuando uno de ellos se usa solo, o un contenido total de dos tipos de elementos cuando se usan en combinación. Sin embargo, cualquier contenido total excesivo provoca defectos superficiales durante la fabricación de la chapa de acero y, por tanto, el límite superior es preferentemente 1 % o menos, y más preferentemente 0,5 % o menos.

Método de fabricación de la chapa de acero galvanizado

Una chapa de acero galvanizado de acuerdo con la realización de la presente invención se puede fabricar realizando fundición, calentamiento, laminado en caliente, tratamiento térmico según sea necesario, decapado, laminado en frío según sea necesario, un tratamiento de galvanización y un tratamiento de aleación según sea necesario, en el acero que satisfaga el componente químico anterior. El recocido se puede realizar antes del tratamiento de galvanizado. Para obtener la microestructura anterior definida en la realización de la presente invención, se recomienda particularmente controlar apropiadamente al menos una condición de bobinado después del laminado en caliente y una condición de tratamiento térmico cuando el tratamiento térmico se realiza después del laminado en caliente, y una condición de decapado, tal como se menciona a continuación.

En primer lugar, se funde un acero que satisface la composición química anteriormente mencionada. Aunque el calentamiento se realiza antes del laminado en caliente, la condición de calentamiento no está particularmente limitada, y la condición de calentamiento normalmente utilizada puede seleccionarse según sea apropiado. El calentamiento se realiza preferentemente a una temperatura de 1.100 a 1.300 °C.

Seguidamente, se realiza el laminado en caliente. La condición de laminado en caliente no está particularmente limitada, y una condición usada normalmente, tal como una temperatura durante el laminado, de aproximadamente 850 a 1.200 °C, puede seleccionarse de manera adecuada. Sin embargo, tras completarse el laminado en caliente, en particular, es necesario controlar el historial de temperatura después del bobinado, como se menciona en detalle a continuación. El límite superior preferible del espesor de la chapa de acero laminada en caliente obtenida es de 3,5 mm o menos. El grosor de la chapa es preferentemente 3,0 mm o menos, y más preferentemente 2,5 mm o menos, y el límite inferior del grosor de la chapa es 0,8 mm.

Para formar un estado en el que los óxidos de los elementos oxidables, tal como Si, Mn y Cr, se dispersen a una profundidad suficiente en la superficie de la chapa de acero, la superficie de la chapa de acero de toda la bobina debe mantenerse durante mucho tiempo en un estado bajo una atmósfera no oxidante a una temperatura suficientemente alta donde no crecen escamas de hierro durante un período de tiempo desde después del bobinado y hasta el inicio del tratamiento de chapado. De esta manera, la chapa de acero se mantiene durante mucho tiempo en el estado bajo una atmósfera no oxidante y a una temperatura suficientemente alta, de modo que el o los óxidos internos se pueden formar profundamente en la chapa de acero base, haciendo de este modo posible que mejore suficientemente el efecto de supresión de la LME.

La bobina después del bobinado generalmente se enfría en la atmósfera. Una parte periférica más exterior de la bobina expuesta al aire exterior no se usa porque es menos probable que se formen allí óxido u óxidos internos, y solo se necesita el interior de la bobina que no está expuesto al aire exterior. Para "mantener la chapa de acero a una temperatura suficientemente alta durante un tiempo prolongado" después del laminado en caliente, específicamente, es deseable mantener la chapa de acero a aproximadamente 500 °C o más durante 2 horas o más en toda la bobina. Los medios para hacerlo incluyen al menos uno de (i) establecer una temperatura de bobinado más alta en el bobinado después del laminado en caliente; (ii) adoptar medios para reducir relativamente la velocidad de enfriamiento después del bobinado; y (iii) aplicar además un tratamiento térmico después de bobinar y enfriar.

En el caso de (i) donde la temperatura de bobinado se ha ajustado a un valor alto, la temperatura del bobinado es preferentemente de 550 ° C o superior y más preferentemente de 650 °C o superior. Incluso si la temperatura de bobinado es demasiado alta, llevará tiempo enfriarse y, por lo tanto, el límite superior de la temperatura de bobinado es de aproximadamente 750 °C o inferior. En el caso de (ii), los medios para reducir relativamente la velocidad de enfriamiento después del bobinado incluyen, por ejemplo, aumentar el tamaño de la bobina, mantener el calor utilizando un material aislante térmico y similares.

En el caso de (iii) como método más específico, el acero se enrolla en condiciones generales, por ejemplo, el acero se enrolla a 650 °C o inferior y se expone al aire exterior para enfriarlo. Después de esto, se realiza un tratamiento térmico o similar almacenando el acero enrollado en forma de bobina en un mueble a 500 °C o más durante dos horas. Específicamente, la temperatura del tratamiento térmico es preferentemente 500 °C o superior como se mencionó anteriormente, más preferentemente 600 °C o superior, y aún más preferentemente 700 °C o superior. Sin embargo, incluso si la temperatura de tratamiento térmico es demasiado alta, la microestructura del acero se austenitiza para cambiar la forma de oxidación interna, sin obtener un efecto de supresión de la LME suficiente. Por lo tanto, el límite superior de la temperatura de tratamiento térmico es preferentemente de 750 °C o inferior. El tiempo de tratamiento térmico es preferentemente 2,0 horas o más, y más preferentemente 2,5 horas o más. Sin embargo, si el tiempo de tratamiento térmico es demasiado largo, la productividad se deteriora. Por lo tanto, el límite superior del tiempo de tratamiento térmico se establece preferentemente en 6 horas o menos.

A continuación, se realiza el decapado y laminado en frío según sea necesario. El propósito del decapado es eliminar las escamas de hierro formadas durante el laminado en caliente, es decir, la película de óxido de hierro a alta temperatura. En una etapa de decapado, el decapado se realiza durante 5 a 300 segundos usando ácido clorhídrico o similar que tiene una concentración de 5 a 20 % y se calienta a 70 a 90 °C como una solución ácida. En este momento, es preferible añadir al ácido clorhídrico una cantidad apropiada de agente promotor del decapado, tal como un compuesto que tenga un grupo mercapto, y/o un inhibidor, tal como un compuesto orgánico a base de amina. El laminado en frío se realiza cuando es necesario mejorar la precisión del espesor de la placa. La velocidad de laminado en frío se controla preferentemente dentro de un intervalo de aproximadamente el 20 al 70 % en consideración de la productividad en las fábricas y similares. El límite superior preferible del espesor de la chapa de acero laminada en fría obtenida es de 2,5 mm o menos. Es más preferentemente 2,0 mm o menos, y aún más preferentemente 1,8 mm o menos.

En la etapa de decapado, parte del óxido o los óxidos internos formados después del bobinado pueden dañarse y, por lo tanto, el decapado se realiza deseablemente en poco tiempo. El tiempo de decapado es preferentemente 40 segundos o menos, más preferentemente 30 segundos o menos, y aún más preferentemente 20 segundos o menos, dependiendo de la extensión de la película de óxido a alta temperatura formada, el tipo de ácido, la concentración y la temperatura del líquido de un líquido ácido para usar y similares.

Además, en el laminado en frío, la profundidad de oxidación interna también se reduce de acuerdo con la tasa de reducción y se vuelve más delgada. Por tanto, se recomienda profundizar la profundidad de oxidación interna estableciendo el historial de temperatura después del bobinado a una temperatura alta durante un tiempo prolongado o similar, de modo que se pueda obtener una profundidad de oxidación interna deseada después del decapado y el laminado en frío tomando en cuenta el grado de atenuación de la profundidad de oxidación interna durante la etapa de decapado y el laminado en frío de antemano.

Como se ha mencionado anteriormente, la profundidad de oxidación interna se establece preferentemente a una profundidad correspondiente a la masa de recubrimiento galvanizado, que es un nivel objetivo de un producto, de modo que se forma suficientemente la capa de aleación de la chapa de acero base y el zinc de la capa de chapado formada por el tratamiento de chapado mencionado a continuación, lo que permite exhibir el efecto de supresión de la LME al máximo.

La chapa de acero galvanizado de acuerdo con la realización de la presente invención se obtiene galvanizando una chapa de acero laminada en caliente o una chapa de acero laminada en frío, la cual es una chapa original. Como método de chapado, se puede usar galvanizado por inmersión en caliente o galvanoplastia. Adicionalmente, después del tratamiento de chapado, se puede usar una chapa de acero galvanizado aleada en la que se alean la capa de chapado y el hierro de la chapa de acero de metal base calentando a 470 a 580 °C durante aproximadamente 20 segundos a aproximadamente 10 minutos. La masa de recubrimiento galvanizado por unidad de superficie se puede determinar de acuerdo con el rendimiento antioxidante requerido por un componente. La resistencia a la corrosión se puede exhibir estableciendo la masa de recubrimiento galvanizado por unidad de superficie de 30 a 200 g/m2. En lo sucesivo en el presente documento, la "masa de recubrimiento galvanizado por unidad de superficie" puede denominarse simplemente "masa de recubrimiento galvanizado". La capa de chapado del componente obtenido por prensado en caliente tiende a tener una resistencia a la corrosión ligeramente menor que antes del prensado en caliente debido a la reacción de aleación entre la capa de chapado y la chapa de acero base. Por tanto, en la etapa de tratamiento de chapado, la masa de recubrimiento galvanizado es deseablemente una cantidad fijada teniendo en cuenta la reducción mencionada anteriormente de acuerdo con el comportamiento antioxidante requerido por una porción aplicada.

Cuando se realiza el tratamiento continuo de galvanizado por inmersión en caliente como tratamiento de chapado, la chapa de acero se suele recocer antes del tratamiento de chapado. El propósito del recocido es asegurar la humectabilidad entre el chapado y la chapa de acero reduciendo una película de óxido natural en la superficie más externa en el caso de una chapa de acero para prensado en caliente. Normalmente, una chapa de acero que contiene Si tiene una humectabilidad de chapado insatisfactoria incluso después del recocido, pero si se forma el óxido u óxidos internos antes del tratamiento de chapado como se mencionó anteriormente, la humectabilidad se vuelve buena y, por lo tanto, se pueden emplear condiciones generales como condiciones de recocido. Como condiciones de recocido, por ejemplo, la temperatura alcanzada se mantiene entre 600 y 920 °C durante aproximadamente 20 a 300 segundos en una atmósfera reductora. Posteriormente, la chapa de acero se puede enfriar a una temperatura cercana a la temperatura de un baño de galvanizado, por ejemplo, en un intervalo de temperatura de 420 a 500 °C, y a continuación se puede realizar el tratamiento de chapado en la misma.

Condiciones de prensado en caliente

La chapa de acero galvanizado antes mencionada se utiliza y se prensa en caliente para obtener un producto conformado por prensado en caliente. Al obtener el producto conformado por prensado en caliente, las condiciones del prensado en caliente no están limitadas, y se pueden adoptar las condiciones normalmente utilizadas para ello. El proceso de prensado en caliente incluye una etapa de calentamiento, una etapa de prensado y una etapa de enfriamiento. Para obtener componentes de acero que tengan tenacidad o similar, es preferible adoptar las siguientes condiciones en cada etapa.

Etapa de calentamiento en el proceso de prensado en caliente

En la etapa de calentamiento, se calienta una chapa de acero galvanizado. La temperatura de calentamiento es preferentemente el punto Ac1 o superior, más preferentemente {punto Ac1 (punto Ac3 - punto Ac1)/4} °C o superior, mucho más preferentemente {punto Ac1 (punto Ac3 - punto Ac1)/2} °C o superior, y aún más preferentemente {punto Ac1 (punto Ac3-punto Ac1) x 3/4} °C o superior. El límite superior de la temperatura de calentamiento es preferentemente (punto Ac3 180) °C o inferior, y más preferentemente (punto Ac3 150) °C o inferior. Limitando la temperatura de calentamiento, se puede suprimir el engrosamiento de la microestructura que constituye un componente de acero y se puede mejorar la ductilidad y la capacidad de doblado del acero.

El punto Ac1, el punto Ac3 y un punto Ms mencionados a continuación se pueden calcular a partir de las siguientes fórmulas (1), (2) y (3), respectivamente, mencionadas en "Resley Steel Material Chemistry" (publicado por Maruzen Co., Ltd., 31 de mayo de 1985, página 273). En las siguientes fórmulas (1) a (3), [ ] indica el contenido (en % en masa) de cada elemento en la chapa de acero, y el contenido del elemento no incluido en la chapa de acero puede calcularse como 0 % en masa.

Punto Ac1 (°C) = 723 - 10,7 x [Mn] - 16,9 x [Ni] 29,1 x [Si] 16,9 x [Cr] ■■■ (1)

Punto Ac3 (°C) = 910 - 203 x ( [C]0,5) - 15,2 x [Ni] 44,7 x [Si] 31,5 x [Mo] - 30 x [Mn] - 11 x [Cr] - 20 x [Cu] 700 x [P] 400 x [Al] 400 x [Ti] ■■■ (2)

Punto Ms (°C) = 561 - 474 x [C] - 33 x [Mn] - 17 x [Ni] - 17 x [Cr] - 21 x [Mo] ■■■ (3)

En la etapa de calentamiento, la temperatura de la chapa de acero no necesita medirse constantemente, y siempre que la temperatura de la chapa de acero se mida en un experimento preliminar y las condiciones necesarias para el control de temperatura estén controladas, no es necesario medir la temperatura en la fabricación del producto. La tasa de aumento de temperatura, hasta la temperatura máxima durante el calentamiento no está particularmente limitada. Como método de calentamiento, se puede emplear calentamiento en horno, calentamiento energizante, calentamiento por inducción o similares.

Una vez que la temperatura de la chapa de acero alcanza la temperatura de calentamiento mencionada anteriormente, se establece un tiempo de espera a la temperatura de calentamiento durante un tiempo en el cual se pueden suprimir al menos las grietas por LME, como se muestra en los siguientes ejemplos. De acuerdo con la presente divulgación, el tiempo de espera a la temperatura de calentamiento se puede reducir, en comparación con el caso de utilizar una chapa de acero galvanizado convencional. Por otra parte, el límite superior del tiempo de espera es preferentemente de 30 minutos o menos, y más preferentemente de 15 minutos o menos desde el punto de vista de suprimir el crecimiento de grano de austenita y mejorar las propiedades de los componentes de acero, tal como la tenacidad.

La atmósfera de calentamiento no está particularmente limitada siempre que el recubrimiento no se inflame. Dado que la formación de una película de óxido sobre una superficie de chapado puede suprimir la ignición, por ejemplo, es preferible un ambiente atmosférico como atmósfera de calentamiento; sin embargo, se puede usar una atmósfera oxidante y una atmósfera reductora siempre que la superficie de chapado esté cubierta con una película de óxido. Etapa de prensado en el proceso de prensado en caliente

En la etapa de prensado, la chapa de acero calentada en la etapa de calentamiento se somete a prensado. La temperatura de inicio del prensado no está particularmente limitada. Por ejemplo, ajustando la temperatura de inicio del prensado a la temperatura de calentamiento o inferior y el punto Ms o superior, el prensado se puede realizar fácilmente y la carga durante el prensado se puede reducir suficientemente. El límite inferior de la temperatura de inicio del prensado es más preferentemente 450 °C o más y aún más preferentemente 500 °C o superior. El límite superior de la temperatura de inicio del prensado es, por ejemplo, 750 °C o inferior, más preferentemente 700 °C o inferior, y aún más preferentemente 650 °C o inferior.

Una temperatura final de conformación puede no estar particularmente limitada, pero puede ser el punto Ms o superior, o estar dentro de un intervalo del punto Ms o inferior y (punto Ms - 150) ° C o superior. La temperatura final de conformación es una condición que puede lograr la dureza suficiente requerida por un componente, por ejemplo, la resistencia a la tracción de 1370 MPa o más.

El conformado por prensado en caliente puede realizarse no solo una vez, sino también varias veces de forma continua después del calentamiento.

Etapa de enfriamiento en el proceso de prensado en caliente

El enfriamiento de la chapa de acero se inicia inmediatamente después de la etapa de calentamiento. El método de enfriamiento no está particularmente limitado y puede incluir un método para sujetar la chapa de acero en un molde y enfriar en el molde; un método para enfriar la chapa de acero con agua, aceite, niebla o similares; enfriamiento por aire; o combinaciones de los mismos. El enfriamiento aquí incluye enfriamiento natural.

La velocidad de enfriamiento en la etapa de enfriamiento, mencionada anteriormente, aunque no está particularmente limitada. Por ejemplo, una velocidad de enfriamiento promedio en el intervalo de temperatura desde la temperatura de calentamiento mencionada anteriormente hasta el punto Ms se puede establecer en 2 °C/seg o más. La velocidad media de enfriamiento mencionada anteriormente es más preferentemente de 5 °C/seg o más y aún más preferentemente 7 °C/seg o más. La velocidad media de enfriamiento mencionada anteriormente es preferentemente 70 °C/seg o menos, más preferentemente 60 °C/seg o menos y aún más preferentemente 50 °C/seg o menos.

Ejemplos de productos conformados por prensado en caliente obtenidos al realizar el prensado en caliente utilizando la chapa de acero galvanizado de acuerdo con la realización de la presente invención incluyen productos conformados por prensado en caliente para carrocerías de automóviles, tales como un elemento lateral, un estribo lateral, un miembro transversal y una parte inferior de un pilar.

Ejemplos

La presente divulgación se describirá más específicamente a continuación mediante Ejemplos, aunque no se limita a los siguientes Ejemplos. Se pueden realizar varias modificaciones a estos ejemplos siempre que sean adaptables a los conceptos mencionados anteriormente y a continuación y se incluyan dentro del alcance técnico de la presente divulgación.

Ejemplo 1

En el Ejemplo 1, la profundidad de oxidación interna se cambió, en particular, cambiando el tiempo de inmersión en líquido ácido en la etapa de decapado realizada después del laminado en caliente, confirmando de este modo la influencia de la profundidad de oxidación interna en el efecto de supresión de la LME.

(1) Fabricación de muestras

Después de obtener una plancha de acero con la composición química que se muestra en la Tabla 1 mediante fundición y colada, la plancha se calentó a 1.200 °C y a continuación se sometió a laminado en caliente, seguido de laminado final a una temperatura de laminado final de 860 °C a 920 °C. A continuación, el acero se enrolló a una temperatura de bobinado de 660 °C a 680 °C y se dejó enfriar. De forma detallada, el acero bobinado se mantuvo en un intervalo de temperatura de 500 °C o superior y menos que la temperatura de bobinado durante 2 horas o más, de modo que se obtuvo una chapa de acero laminada en caliente con un espesor de 2,4 mm.

El acero tipo J representa un ejemplo comparativo

La chapa de acero laminada en caliente se desincrustó adicionalmente en una etapa de decapado y a continuación se laminó en frío para obtener una chapa de acero laminada en frío que tenía un espesor de placa de 1,4 mm como placa original. En la etapa de decapado, se usó ácido clorhídrico con una concentración del 15 % a una temperatura del líquido de 75 °C como solución ácida y el tiempo de inmersión en la solución ácida se fijó en 10 segundos o 30 segundos. De esta manera, cambiando el tiempo de inmersión en la solución ácida, se ajustó el grado de disolución en la superficie de la chapa de acero después de la eliminación de las incrustaciones, fabricando de este modo materiales que tienen una profundidad de oxidación interna cambiada.

El recocido, el tratamiento de galvanización por inmersión en caliente y el tratamiento de aleación se realizaron secuencialmente en la chapa de acero laminada en frío mencionada anteriormente en una línea continua. Para el recocido, el tratamiento de galvanización y el tratamiento de aleación se utilizó un horno experimental que tenía un mecanismo de calentamiento y enfriamiento capaz de controlar la atmósfera y un crisol que funcionaba como baño de chapado de zinc. El horno experimental fue capaz de realizar el tratamiento de chapado y el tratamiento de aleación en un proceso continuo.

Específicamente, la temperatura del acero se elevó desde la temperatura ambiente hasta una temperatura de remojo de 800 °C a una tasa promedio de aumento de la temperatura de 8 °C/seg, y posteriormente, el acero se sometió a remojo durante 120 segundos. A continuación, el acero se enfrió desde la temperatura de remojo hasta 460 °C hasta una velocidad de enfriamiento promedio de 3 °C/seg. Seguidamente, se realizó el chapado en la chapa de acero en un baño de galvanización por inmersión en caliente con una concentración de Al de 0,13 % en masa, se realizó un barrido con gas para ajustar la masa de recubrimiento galvanizado, y a continuación se realizó un tratamiento de aleación en la chapa de acero galvanizado por calentamiento a 550 °C durante 20 segundos, obteniendo de este modo una chapa de acero galvanizado por inmersión en caliente. Hay que señalar que la atmósfera durante el recocido y durante un período de tiempo desde el enfriamiento después del recocido hasta el chapado se encuentra en un estado donde en una atmósfera reductora, específicamente, se dejó fluir de 5 % a 18 % de gas H2-N2 para asegurar la adhesividad del chapado.

(2) Medición de la masa de recubrimiento galvanizado y la concentración de Fe en la capa galvanizada

La masa de recubrimiento galvanizado y la composición química de la capa galvanizada, particularmente la concentración de Fe en la capa galvanizada, de la chapa de acero galvanizado por inmersión en caliente fabricada se midieron de la siguiente manera. Es decir, la chapa de acero galvanizado se sumergió en una solución a la que se añadió hexametilentetramina a ácido clorhídrico al 18% para disolver solo la capa galvanizada, de modo que se determinó una masa de recubrimiento galvanizado a partir de un cambio de masa antes y después de la disolución. La solución disuelta se analizó mediante espectroscopía de emisión de plasma acoplado inductivamente (ICP) y un ICPS-7510 fabricado por Shimadzu Corporation como dispositivo para determinar las concentraciones de Fe en las capas galvanizadas.

(3) Medición de la profundidad de oxidación interna en la chapa de acero galvanizado

La profundidad de oxidación interna de la chapa de acero galvanizado se midió mediante una imagen electrónica reflejada observada al microscopio electrónico de barrido (MEB) de sección transversal en las proximidades de la superficie de la chapa de acero. La presencia o ausencia de óxido u óxidos internos se determinó en base a la presencia o ausencia de óxido u óxidos que aparecieron en un color oscuro en el campo de visión de una imagen electrónica de reflexión *1000 veces en los límites de los granos y dentro de los granos de la chapa de acero base en la región más cercana al lado de la chapa de acero base que la interfaz entre el chapado y la chapa de acero base. La profundidad de oxidación interna se definió utilizando un valor promedio de las profundidades máximas en tres campos de visión, cuyo valor promedio se determinó midiendo la profundidad máxima desde la interfaz entre el chapado y la placa de acero base hasta una posición donde se observó el óxido en cada uno de los tres campos de visión con un aumento de 1000 veces y promediando estas profundidades máximas medidas. Cuando estos óxidos fueron sometidos a análisis de composición por análisis de rayos X por dispersión de energía (SEM-EDX), cada uno de Si, Mn y Cr se detectó en una proporción superior a su contenido promedio en el acero, además del oxígeno y el Fe presentes alrededor de los óxidos.

(4) Evaluación de la supresión de la LME

(4-1) Prensado en caliente

En primer lugar, el calentamiento y el doblado se realizaron de la siguiente manera simulando la fabricación de un producto conformado por prensado en caliente. De forma detallada, cada muestra se obtuvo cortando la chapa de acero galvanizado por inmersión en caliente utilizada en 100 mm x 50 mm de acuerdo con las siguientes dimensiones del material. Las muestras obtenidas se colocaron en un horno eléctrico calentado a 900 °C en un entorno atmosférico. A continuación, las muestras se mantuvieron dentro del horno durante diferentes tiempos y posteriormente se sacaron. Estas muestras se dejaron enfriar a la temperatura de inicio del prensado de 700 °C y a continuación se sometieron a un proceso de doblado como se muestra en la Fig. 1 bajo las siguientes condiciones de procesamiento. Específicamente, como se muestra en la Fig. 1, moviendo una cuchilla de doblado 3 en las direcciones de las flechas blancas, se sometió un espacio en blanco 4 intercalado entre una almohadilla 1 y un punzón 2 a un proceso de doblado como lo indica una flecha negra para obtener una pieza de prueba que simula un componente, es decir, un material doblado en L 11.

Condiciones de procesamiento

Dimensiones del material: longitud 100 mm x profundidad 50 mm

Presión de la almohadilla: 5 toneladas

Espacio libre, es decir, la distancia entre el punzón y la cuchilla de doblado: 1,4 mm, que sera la misma que el grosor de la chapa.

Doblado R (rp): 2,5 mm

Temperatura inicial de la prensa: 700 °C

Tiempo de retención en el centro muerto del fondo: 10 segundos

(4-2) Medición de la profundidad de la grieta por LME

La Fig. 2 es un diagrama que muestra una posición de recogida de una muestra de observación de un material doblado en L después del proceso de doblado. Como se muestra en la Fig. 2, se cortó una sección transversal 13 de un centro 12 de la parte doblada del material doblado en L 11 después del proceso de doblado para ser observado, obteniendo de este modo una pieza de prueba de observación 14. La pieza de prueba de observación 14 se incrustó en un material de base de soporte para que se pudiera observar la sección transversal 13 antes mencionada, y a continuación se grabó con nital después de ser pulida. Posteriormente, el lado exterior de una parte doblada en la sección transversal, es decir, en la vecindad de una capa superficial en el lado donde se genera la tensión de tracción por flexión, se observó al microscopio electrónico de barrido de emisión de campo (SUPRA35, fabricado por ZEISS). Hay que señalar que el aumento fue de 500 veces, el tamaño de campo fue 230 pm x 155 pm; y el número de campos de visión fue 10. A continuación, se midió la profundidad de una grieta que entra en un lado de hierro rectificado desde la interfaz entre la capa de aleación de chapado y la chapa de acero, es decir, la profundidad de la grieta por LME. La interfaz entre la capa de aleación de chapado y la chapa de acero se sometió a análisis de elementos por el SEM-EDX para definir un límite entre una región donde se detectó Zn y una región donde no se detectó Zn. La grieta por LME no es necesariamente la más profunda en el vértice de la parte doblada y, a menudo, es más profunda en una parte ligeramente más cercana a una parte plana desde el vértice en muchos casos. Por lo tanto, se debe observar toda el área de la parte doblada en la sección transversal. Específicamente, se observó toda el área de la parte doblada en la sección transversal 13 de la pieza de prueba de observación 14 mientras se movía el campo de visión. Cuando no había grieta por LME, la profundidad de una grieta por LME se definió como cero, aunque cuando se generaba una pluralidad de grietas por LME, la profundidad de la grieta por LME más profunda se definió como la profundidad de la grieta por LME más profunda en la sección transversal 13.

El esquema de un método para medir la profundidad de la grieta por LME (profundidad de la LME) de la pieza de prueba de observación 14 es la siguiente. Como se ha mencionado anteriormente, se midió la profundidad de la grieta por LME en la sección transversal 13 del centro de la parte doblada 12 (que se conoce como la "primera sección transversal 13"). Posteriormente, como se muestra en la Fig. 3, la primera sección transversal 13 se pulió para exponer una sección transversal paralela a la primera sección transversal 13 (a veces denominada "segunda sección transversal 13A") (ver Fig. 3 ), y se midió la profundidad de la grieta por LME en la segunda sección transversal 13A. Posteriormente, la segunda sección transversal 13A se pulió para exponer una sección transversal paralela a la segunda sección transversal 13A (a veces denominada "tercera sección transversal 13B") y se midió la profundidad de la grieta por LME en la tercera sección transversal 13B. La cantidad de pulido en cada proceso de pulido fue de varios mm. El pulido y la medición se repitieron nueve veces para medir la profundidad de la grieta por LME en cada una de las secciones transversales primera a décima. En otras palabras, se obtuvieron diez valores medidos de la profundidad de la grieta por LME. El mayor de los diez valores medidos, es decir, la profundidad de la grieta por LME que era más profunda entre todas las mediciones, se definió como la "profundidad de LME" en la pieza de prueba de observación 14.

En otras palabras, después de observar la sección transversal 13 como la primera parte de la sección transversal (primera sección transversal), mencionada con referencia a la Fig. 3, se pulió la sección transversal 13A paralela a la sección transversal 13 y se separó de la sección transversal 13 varios mm en la dirección perpendicular a la dirección de flexión para que fuese observable. A continuación, se observó la sección transversal 13a de la misma manera que la sección transversal 13, de modo que se determinó la profundidad de la grieta por LME que era la más profunda en la sección transversal 13A como la segunda parte de la sección transversal (segunda sección transversal). También se realizó la misma medición en la sección transversal 13B que en la tercera parte de la sección transversal (tercera sección transversal) que se muestra en la Fig. 3. De esta manera, el pulido y la observación se realizaron repetidamente, de modo que en total se observaron diez secciones transversales. A continuación, la profundidad de la grieta por LME más profunda entre diez secciones transversales en total se determinó como la profundidad de LME.

En los ejemplos, las muestras que tienen una profundidad de LME de 10 |jm o menos se calificaron como conformes porque se suprime la aparición de grietas por LME, mientras que las muestras que tienen una profundidad de LME de más de 10 jm se consideraron fallidas porque la aparición de la grieta por LME no se suprime.

La grieta por LME tiende a suprimirse a medida que aumenta la temperatura de calentamiento antes del prensado en caliente y/o aumenta el tiempo de calentamiento antes del prensado en caliente. En la presente divulgación, se evaluó si la presencia del óxido u óxidos internos debajo de la capa de chapado de la chapa de acero galvanizado puede acortar el tiempo de calentamiento a la temperatura de calentamiento de 900 °C para suprimir la LME más que en la técnica anterior como un índice del efecto de supresión de la LME. Específicamente, se prepararon una pluralidad de muestras que tenían diferentes tiempos de calentamiento, es decir, tiempos en el horno, y se midió la profundidad de LME de cada muestra. A continuación, se determinó el tiempo más corto en el horno en el que se pudo lograr el criterio de aceptación para la grieta por LME: la profundidad de la LME de 10 jm o menos. Estos resultados se muestran en la Tabla 2, que representa ejemplos comparativos.

T l 21

La Tabla 2 muestra lo siguiente. En la Tabla 2, se compararon entre sí dos muestras con diferentes tiempos de decapado. Las combinaciones de las muestras para comparación eran: Prueba números 1 y 2; Prueba números 3 y 4; Prueba números 5 y 6; Prueba números 7 y 8; Prueba números 9 y 10; Prueba números 11 y 12; Prueba números 13 y 14; Prueba números 15 y 16; Prueba números 17 y 18; y Prueba números 19 y 20. Se ha mencionado una diferencia en el tiempo en el horno entre las dos muestras comparadas en el "efecto de acortamiento del tiempo de calentamiento necesario para suprimir la LME" de la Tabla 2. El "efecto de acortamiento del tiempo de calentamiento necesario para suprimir la LME" en la Tabla 2 indica el grado de brevedad del tiempo en el horno de la muestra con un tiempo de decapado corto basado en el tiempo en el horno de la muestra con un tiempo de decapado largo. Como se desprende de la Tabla 2, el tiempo en el horno de una muestra que tiene un tiempo de decapado corto (una muestra en la que está presente un óxido interno) puede ser más corto que el tiempo en el horno de una muestra que tiene un tiempo de decapado largo (una muestra en la que no hay óxido interno presente). Es decir, se entiende que el tiempo de calentamiento requerido para suprimir la LME puede reducirse haciendo que el tiempo de decapado sea relativamente corto para provocar que el óxido o los óxidos internos estén presentes debajo de la capa galvanizada. De la comparación entre las Pruebas números 21 y 22, particularmente el resultado de la Prueba n.° 22, se puede ver que dado que el acero J usado no cumplió con la composición química específica, la profundidad de oxidación interna es cero incluso si el tiempo de decapado se reduce, y el tiempo de calentamiento para suprimir la LME no se puede reducir.

Ejemplo 2

En el Ejemplo 2, la profundidad de oxidación interna se cambió, en particular, cambiando una temperatura de bobinado después del laminado en caliente, confirmando de este modo la influencia de la profundidad de oxidación interna en el efecto de supresión de la LME.

Después de obtener una plancha de acero con la composición química que se muestra en la Tabla 1 mediante fundición y colada, la plancha se calentó a 1.200 °C y a continuación se sometió a laminado en caliente, seguido de laminado final a una temperatura de laminado final de 860 °C a 920 °C. A continuación, el acero se enrolló a una temperatura de bobinado de 500 °C a 730 °C, que era diferente a la del Ejemplo 1, y se dejó enfriar durante dos o más horas, produciendo de este modo una chapa de acero laminada en caliente con un espesor de 2,4 mm.

La chapa de acero laminada en caliente se desincrustó adicionalmente en una etapa de decapado y a continuación se laminó en frío para obtener una chapa de acero laminada en frío que tenía un espesor de placa de 1,4 mm, lo que correspondía a la chapa de acero base en la chapa de acero galvanizado. En la etapa de decapado, se usó ácido clorhídrico con una concentración del 15 % a una temperatura del líquido de 75 °C como solución ácida y el tiempo de inmersión en la solución ácida se fijó de forma constante en 10 segundos.

El tratamiento de recocido y galvanizado por inmersión en caliente se realizó secuencialmente en la chapa de acero laminada en frío mencionada anteriormente. Algunas de las muestras se sometieron al tratamiento de galvanización por inmersión en caliente y al tratamiento de aleación adicional. Para el recocido, el tratamiento de galvanización y el tratamiento de aleación se utilizó un horno experimental que tenía un mecanismo de calentamiento y enfriamiento capaz de controlar la atmósfera y un crisol que funcionaba como baño de chapado de zinc. El horno experimental fue capaz de realizar el tratamiento de chapado y el tratamiento de aleación en un proceso continuo.

Específicamente, la temperatura del acero se elevó desde la temperatura ambiente hasta una temperatura de remojo de 800 °C a una tasa promedio de aumento de la temperatura de 8 °C/seg, y posteriormente, el acero se sometió a remojo durante un minuto. A continuación, el acero se enfrió desde la temperatura de remojo hasta 460 °C hasta una velocidad de enfriamiento promedio de 3 °C/seg. Seguidamente, se realizó el chapado en la chapa de acero en un baño de galvanización por inmersión en caliente con una concentración de Al de 0,13 % en masa, y se realizó un barrido de gas para ajustar la masa de recubrimiento galvanizado. A continuación, algunas muestras se enfriaron tal cual, obteniendo de este modo chapas de acero galvanizado. Las muestras restantes se sometieron al tratamiento de aleación calentándolas a 550 °C durante 20 segundos después de la limpieza antes mencionada, obteniendo de este modo una chapa de acero galvanizado por inmersión en caliente. Hay que señalar que la atmósfera durante el recocido se encuentra en un estado donde en una atmósfera reductora, específicamente, se dejó fluir 5 % de gas H²-N²para asegurar la adhesividad del chapado, y el tratamiento de aleación también se realizó bajo la misma atmósfera. El enfriamiento antes del chapado, que se realizó después del recocido, y el enfriamiento después del chapado o después de la aleación se realizaron soplando un gas N²sobre la chapa de acero.

Con respecto a la chapa de acero galvanizado fabricada, se midieron una masa de recubrimiento galvanizado, una concentración de Fe de la capa galvanizada y una profundidad de oxidación interna, y se evaluó el efecto de supresión de la LME de la misma manera que en el Ejemplo 1. Asimismo, en la Tabla 3, para confirmar si la fórmula (2) definida por la presente divulgación se satisface o no, se obtiene (profundidad de oxidación interna, a pm) - 0,3 * (masa de recubrimiento galvanizado por unidad de superficie, b (g/m2)), y cuando este valor es 0 o más, se considera que este estado es preferible porque el óxido o los óxidos internos están suficientemente formados con respecto a la masa de recubrimiento galvanizado. Estos resultados se muestran en la Tabla 3.

Los ejemplos 1,2, 4-11 y 13-25 representan ejemplos comparativos.

La Tabla 3 muestra lo siguiente. En la Tabla 3, se compararon entre sí dos o tres muestras con diferentes temperaturas de bobinado por laminación en caliente. Las combinaciones de las muestras para comparación como grupos eran: Prueba números 1 a 3; Prueba números 4 a 6; Prueba números 7 a 9; Prueba números 10 a 12; Prueba números 13 a 15; Prueba números 16 y 17; Prueba números 18 y 19; Prueba números 20 y 21; y Prueba números 22 y 23. Se ha mencionado una diferencia en el tiempo en el horno entre las dos o tres muestras comparadas en el "efecto de acortamiento del tiempo de calentamiento necesario para suprimir la LME" de la Tabla 3. El "efecto de acortamiento del tiempo de calentamiento necesario para suprimir la LME" en la Tabla 3 indica el grado de brevedad del tiempo en el horno de la muestra con una temperatura de bobinado por laminado en caliente elevada basado en el tiempo en el horno de la muestra con el tiempo de bobinado por laminado en caliente más bajo. Como se desprende de la Tabla 3, el tiempo en el horno de una muestra que tiene temperatura de bobinado por laminado en caliente elevada (una muestra en la que está presente un óxido u óxidos internos) puede ser más corto que el tiempo en el horno de una muestra que tiene la temperatura de bobinado por laminado en caliente más baja (una muestra en la que no hay óxido interno presente). Es decir, se observa que al establecer la temperatura de bobinado después del laminado en caliente más alta para hacer que el óxido o los óxidos internos estén presentes debajo de la capa galvanizada, en particular, como se muestra en la Prueba n.° 3 entre las Pruebas números 1 a 3, así como en la Prueba n.° 12 entre las Pruebas números 10 a 12, el tiempo de calentamiento para suprimir la LME puede reducirse más haciendo que la relación entre la profundidad de oxidación interna a (|jm) y la masa de recubrimiento galvanizado b (g/m2) satisfaga una fórmula específica (2). Para satisfacer la fórmula anterior (2), se recomienda que la temperatura de bobinado se establezca más alta.

Asimismo, cuando se compara entre las Pruebas números 1 a 3 y las Pruebas números 10 a 12, y cuando se compara entre las Pruebas números 4 a 6 y las Pruebas números 13 a 15, teniendo cada par de comparación sustancialmente el mismo tipo de acero y masa de recubrimiento galvanizado, se observa que la chapa de acero aleado galvanizado en caliente es más preferible que la chapa de acero galvanizado en caliente desde el punto de vista de acortar el tiempo de calentamiento requerido para suprimir la LME.

Es evidente a partir de la comparación entre las Pruebas números 24 y 25, particularmente el resultado de la Prueba n.° 25, dado que el acero J usado no cumplió con la composición química específica, la profundidad de oxidación interna es cero incluso si la temperatura de bobinado es alta, y el tiempo de calentamiento para suprimir la LME no se puede reducir.

Ejemplo 3

En el Ejemplo 3, la profundidad de oxidación interna se cambió, en particular, cambiando las condiciones del tratamiento térmico, realizado después del laminado en caliente, confirmando de este modo la influencia de la profundidad de oxidación interna en el efecto de supresión de la LME.

Después de obtener una plancha de acero con la composición química que se muestra en la Tabla 1 mediante fundición y colada, la plancha se calentó a 1.200 °C y a continuación se sometió a laminado en caliente, seguido de laminado final a una temperatura de laminado final de 860 °C a 920 °C. A continuación, el acero se enrolló a una temperatura de bobinado de 500 °C, es decir, una temperatura baja y se dejó enfriar, produciendo de este modo una chapa de acero laminada en caliente con un espesor de 2,4 mm.

Una parte de la chapa de acero laminada en caliente se cortó en tres chapas cada una con un tamaño de 200 mm x 300 mm, las cuales a continuación se apilaron. Las láminas de acero apiladas se introdujeron en un horno eléctrico para someterlas a un tratamiento térmico a una temperatura del horno de 600 °C o 700 °C durante 180 minutos en un ambiente atmosférico. Después de sacarlas del horno, las láminas de acero se dejaron enfriar. Entre las tres láminas de acero apiladas obtenidas de esta manera, solo la lámina de acero intermedia, que fue sometida a tratamiento térmico mientras estaba protegida del oxígeno en la atmósfera, es decir, en un ambiente no oxidante, fue adoptada como una muestra tratada térmicamente. Esta muestra tratada térmicamente y una muestra no tratada térmicamente se sometieron a decapado. De forma detallada, la muestra se sumergió en una solución ácida utilizando ácido clorhídrico, que tenía una concentración del 15 % a una temperatura del líquido de 75 °C durante 10 segundos, eliminando de este modo una capa de escamas de hierro de su superficie. Después de esto, después de lavar y secar, se realizó un laminado en frío para fabricar una chapa de acero laminada en frío que tenía un espesor de 1,4 mm.

El tratamiento de recocido y galvanizado por inmersión en caliente se realizó secuencialmente de la misma manera que en el Ejemplo 2. Algunas de las muestras se sometieron al tratamiento de galvanización por inmersión en caliente y al tratamiento de aleación adicional. Usando la chapa de acero galvanizado obtenida, se midió la masa de recubrimiento galvanizado de la misma, la concentración de Fe de la capa galvanizada y la profundidad de oxidación interna, y se evaluó el efecto de supresión de la LME de la misma manera que en el Ejemplo 1. Asimismo, se determinó (profundidad de oxidación interna a (jm) - 0,3 * (masa de recubrimiento galvanizado por unidad de superficie, b (g/m2)) de la misma manera que en el Ejemplo 2. Estos resultados se muestran en la Tabla 4.

Los ejemplos 1, 4, 5, 7-10, 13, 14, 16, 18, 20, 22, 24, 26, 28 y 29 representan ejemplos comparativos

La Tabla 4 muestra lo siguiente. En la Tabla 4, se compararon entre sí dos o tres muestras con diferentes condiciones para el tratamiento térmico después del laminado en caliente. Las combinaciones de las muestras para comparación como grupos eran: Prueba números 1 a 3; Prueba números 4 a 6; Prueba números 7 a 9; Prueba números 10 a 12; Prueba números 13 a 15; Prueba números 16 y 17; Prueba números 18 y 19; Prueba números 20 y 21; Prueba números 22 y 23; Prueba números 24 y 25; y Prueba números 26 y 27. Se ha mencionado una diferencia en el tiempo en el horno entre las dos o tres muestras comparadas en el "efecto de acortamiento del tiempo de calentamiento necesario para suprimir la LME" de la Tabla 4. El "efecto de acortamiento del tiempo de calentamiento necesario para suprimir la LME" en la Tabla 4 indica el grado de brevedad del tiempo en el horno de la muestra laminada en caliente después del laminado en caliente basado en el tiempo en el horno de la muestra sin ningún tratamiento del laminado en caliente. Como se desprende de la Tabla 4, el tiempo en el horno de una muestra sometida al tratamiento térmico después del laminado en caliente (muestra en la que están presentes óxido u óxidos internos) se puede reducir más que el tiempo en el horno de una muestra no sometida a tratamiento térmico después del laminado en caliente (muestra en la que no hay presente óxido u óxidos internos). Es decir, se observa que el tiempo de calentamiento requerido para suprimir la ^lM^ese puede reducir aplicando el tratamiento térmico a la chapa de acero en un ambiente no oxidante después del laminado en caliente para provocar que el óxido o los óxidos internos estén presentes debajo de la capa de galvanizado. En particular, se observa que el tiempo de calentamiento requerido para suprimir la LME puede reducirse más haciendo que la relación entre la profundidad de oxidación interna a (|jm) y la masa de recubrimiento galvanizado b (g/m2) satisface una fórmula específica (2). Para satisfacer la fórmula (2) anterior, se recomienda que el tratamiento térmico después del laminado en caliente se realice en una circunstancia no oxidante y a una temperatura más alta.

Como es evidente a partir de la comparación entre las Pruebas números 28 y 29, particularmente el resultado de la Prueba n.° 29, dado que el acero J usado no cumplió con la composición química específica, la profundidad de oxidación interna es cero incluso después de un tratamiento térmico en las condiciones recomendadas, lo que no acorta el tiempo de calentamiento para suprimir la LME.

La presente solicitud reivindica la prioridad basada en la Solicitud de patente japonesa n.° 2015-197226 presentada el 2 de octubre de 2015.

Descripción de los números de referencia

1 Almohadilla

2 Punzón

3 Cuchilla de doblado

4 Blanco

11 Material doblado en L

12 Centro de la parte doblada del material doblado en L

13, 13A, 13B Sección transversal de la parte doblada del material doblado en L

14 Pieza de prueba para observación

Claims

REIVINDICACIONES

1. Una chapa de acero galvanizado para su uso en prensado en caliente, que comprende una capa galvanizada y una chapa de acero base, en donde el óxido interno está presente en un lado de la chapa de acero base desde una interfaz entre la capa galvanizada y la chapa de acero base, comprendiendo la chapa de acero base, en % en masa, C: del 0,15 al 0,5 %;

Si: del 0,50 al 2,5 %;

Mn: del 1,0 al 3 %;

Cr: del 0 al 1,0 %;

Al: del 0,01 % al 0,5 %;

P: 0,020 % o menos;

S: 0,010 % o menos; y

N: 0,010 % o menos, y opcionalmente

uno o más elementos seleccionados del grupo que consiste en B: del 0,0003 % al 0,0050 %, Ti: del 0,01 % al 0,10 %, y Mo: del 0,01 % al 1 %;

uno o más elementos seleccionados del grupo que consiste en Nb, Zr, y V: del 0,01 % al 0,10 % en total; y uno o más elementos seleccionados del grupo que consiste en Cu y Ni: del 0,01 % al 1 % en total,

siendo el resto hierro e impurezas inevitables, en donde la chapa de acero base satisface la siguiente fórmula (1):

(2 x [Si]/28,1 [Mn]/54,9 1,5 x [Cr]/52,0) > 0,05 ■■■ (1)

en donde, en la fórmula (1), [Si] representa un contenido de Si en % en masa de la chapa de acero base, [Mn] representa un contenido de Mn en % en masa de la chapa de acero base y [Cr] representa un contenido de Cr en % en masa de la chapa de acero base;

en donde la profundidad de oxidación interna en el lado de la chapa de acero base desde la interfaz entre la capa galvanizada y la chapa de acero base es de 5 pm o más;

en donde en la chapa de acero galvanizado satisface la siguiente fórmula (2):

a > 0,30 x b ■■■ (2)

donde a (pm) es la profundidad de oxidación interna en el lado de la chapa de acero base desde la interfaz entre la capa galvanizada y la chapa de acero base, y b (g/m2) es una masa de recubrimiento galvanizado por unidad de superficie de la capa galvanizada; 2 en donde la masa de recubrimiento por unidad de superficie de la capa galvanizada es de 30 a 200 g/m ;

en donde un grosor de la chapa es 0,8 mm o más; y

en donde la presencia o ausencia de óxido interno se determina como se describe en la descripción.

2. Un método de fabricación de un producto conformado por prensado en caliente obtenido realizando el prensado en caliente utilizando la chapa de acero galvanizado para su uso en el prensado en caliente de acuerdo con la reivindicación 1.