ES2927204T3 - Procedimiento para la fabricación de un producto plano de acero recubierto y producto plano de acero recubierto - Google Patents
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Abstract
La presente invención se refiere a un método para producir un producto de acero plano de resistencia súper alta provisto de un revestimiento metálico y también a un producto de acero plano revestido. El método comprende proporcionar un producto de acero plano laminado en caliente, que comprende un acero que consiste en (en % en peso) 0,1-0,5 % C, al menos un elemento seleccionado del grupo que consiste en Mn y Si, donde el contenido de Mn es 1,0-3,0% y el contenido de Si es 0,7-2,5%, 0,05-1% Cr, hasta 0,020% P, hasta 0,005% S, hasta 0,008% N, opcionalmente uno o más de los siguientes elementos 0,01-1,5% Al, 0,05-0,5% Mo, 0,0004-0,001% B y opcionalmente en total 0,001-0,3% V, Ti y Nb, siendo el resto hierro e impurezas inevitables. El método también comprende el decapado, laminado en frío, tratamiento térmico y revestimiento por inmersión en caliente del producto de acero plano con un revestimiento de protección contra la corrosión a base de zinc. El sustrato de acero tiene una microestructura que contiene un 5-20 % en volumen de austenita residual, menos de un 5 % por área de bainita, menos de un 10 % por área de ferrita y al menos un 80 % por área de martensita, de los cuales al menos un 75 % por área es martensita templada y menos del 25% por área es martensita no templada. El producto de acero plano revestido tiene en la capa límite entre el revestimiento de protección contra la corrosión y el sustrato de acero una relación de la suma de Si y Mn a Cr de al menos 1,7 y como máximo de 15. La relación de la suma de Si+Mn a Cr es menor en la capa límite que en el material base. (Traducción automática con Google Translate, sin valor legal)
Description
DESCRIPCIÓN
Procedimiento para la fabricación de un producto plano de acero recubierto y producto plano de acero recubierto
La presente solicitud se refiere a un procedimiento para la fabricación de un producto plano de acero ultrarresistente provisto de un recubrimiento metálico así como a un producto plano de acero recubierto.
Cuando aquí se habla de productos planos de acero, se refiere a flejes de acero, chapas de acero o recortes producidos a partir de estas, tales como pletinas. Cuando aquí se habla de recubrimientos metálicos, se refiere en particular a revestimientos de protección metálicos y revestimientos de protección anticorrosiva metálicos.
Los aceros ultrarresistentes se caracterizan por un alto porcentaje de elementos de aleación que incrementan la resistencia del material, como por ejemplo silicio, manganeso y cromo. Frecuentemente, para el uso de aceros ultrarresistentes, como por ejemplo en la construcción de automóviles, se requiere una capa de acabado superficial para evitar la corrosión del material. Una capa de acabado superficial puede aplicarse, por ejemplo, de forma electrolítica o mediante recubrimiento por inmersión en baño fundido que también se denomina recubrimiento al fuego. Son de importancia técnica especial para la protección anticorrosiva los recubrimientos a base de zinc que se aplican mediante recubrimiento al fuego.
En la producción de aceros ultrarresistentes mediante recubrimiento al fuego se produce un enriquecimiento de silicio, manganeso y cromo en la zona de transición entre la capa de protección anticorrosiva y el sustrato de acero que también puede denominarse material base. Por capa límite entre la capa de protección anticorrosiva y el sustrato de acero o el material base se entiende aquí la capa que comenzando por la capa entre la capa de protección anticorrosiva y el material base, en la que el contenido de zinc y el de hierro tienen el mismo valor en % en peso, llega hasta una profundidad de 300 nm en el material base. Un enriquecimiento de uno o varios de los elementos silicio, manganeso y romo en la capa límite repercute negativamente en las propiedades de uso del producto plano de acero recubierto. Por ejemplo, empeora la adherencia de la capa de protección anticorrosiva sobre el material base. Pero también está limitada la deformabilidad del producto plano de acero recubierto.
Dado que la producción de aceros de mayor resistencia recubiertos que están aleados con silicio, manganeso o cromo, a través de una instalación de recubrimiento al fuego conduce a problemas en cuanto a la adherencia del revestimiento y a la deformabilidad del producto plano de acero recubierto, estos aceros hasta ahora solo se galvanizan electrolíticamente.
Por el documento EP2540854B1 se conoce una chapa de acero de ultra alta resistencia, laminada en frío, que en % en masa comprende 0,15 a 0,30 % de C, 0,01 a 1,8 % de Si, 1,5 a 3,0 % de Mn, no más de 0,05 % de P, no más de 0,005 % de S, 0,005 a 0,05 % de Al y no más de 0,005 % de N, opcionalmente además uno o varios elementos de 0,001 a 0,10 % de Ti, 0,001 a 0,10 % de Nb, 0,01 a 0,50 % de V, 0,0001 a 0,005 % de B, 0,01 a 0,50 % de Cu, 0,01 a 0,50 % de Ni, 0,01 a 0,50 % de Mo así como 0,01 a 0,50 % de Cr, y que presenta una sección de superficie blanda que contiene al menos 90 % de martensita revenida. La chapa de acero tiene una resistencia a la tracción no inferior a 1.270 MPa. Para reblandecer la sección de superficie, la chapa de acero se descarbura durante 15 a 60 min. a entre 700 y 800 °C en una atmósfera que tiene un alto punto de rocío de 30 °C. El recocido descarburador en una atmósfera con un alto punto de rocío durante un período de tiempo relativamente largo conduce a una capa marginal dúctil descarburada que, a continuación, se somete a un tratamiento de recubrimiento.
Por el documento US2016/230259A1 se conocen chapas de acero recubiertas por inmersión en baño fundido, que en % en masa contienen 0,08 a 0,20 % de C, 0,0 a 3,0 % de Si, 0,5 a 3,0 % de Mn, 0,001 a 0,10 % de P, no más de 0,200 % de S, 0,01 a 3,00 % de Al. Las chapas se someten a un recocido descarburador. Durante el recocido en una atmósfera que contiene 3 a 25 Vol.-% de hidrógeno y 0,070 % o menos de vapor de agua, se va formando en el interior de la chapa de acero una capa de óxido con un grosor de 5 pm. Para ello, el fleje de acero se calienta de manera selectiva en un horno con hogar de llama directa, para lograr una oxidación selectiva de la superficie. La desventaja de esta capa de óxido compuesta solo de hierro, manganeso y silicio consiste en que debido a la falta de cromo y a un grosor de la capa de óxido de hasta 5 pm, puede resultar una peor adherencia de revestimientos metálicos. Además, entre la capa de ferrita blanda, descarburada y bien deformable y la capa de óxido más dura y frágil cabe esperar un empeoramiento de la deformabilidad local.
El documento EP2524970A1 divulga un acero de fase compleja de alta resistencia, galvanizado al fuego (con Zn, ZnAl, ZnMg) y su procedimiento de fabricación.
Ante estos antecedentes, el objetivo de la invención consistía en proporcionar un procedimiento para la fabricación de un producto plano de acero ultrarresistente, recubierto por medio de una instalación de recubrimiento al fuego, que garantice una buena adherencia del recubrimiento metálico sobre el sustrato de acero y una buena deformabilidad del producto plano de acero recubierto.
Además, se pretende proporcionar un producto plano de acero ultrarresistente recubierto, que presente una buena adherencia del recubrimiento metálico sobre el sustrato de acero así como buenas propiedades de deformabilidad. En
cuanto al procedimiento, el objetivo se consigue porque durante la fabricación de un producto plano de acero ultrarresistente recubierto, se llevan a cabo al menos los pasos de procedimiento indicados en la reivindicación 1.
En cuanto al producto plano de acero, el objetivo se consiguió mediante un producto que presenta al menos las características indicadas en la reivindicación 5.
La invención se basa en el hallazgo de que la distribución de los elementos de aleación principales silicio, manganeso y cromo en la capa límite influye de manera sustancial en la adherencia del revestimiento de protección anticorrosiva. Esto se refiere en particular a los revestimientos de protección anticorrosiva a base de zinc. El silicio, el manganeso y el cromo son fuertes formadores de óxido. Teóricamente, el silicio presenta una mayor afinidad al oxígeno que el manganeso, el manganeso presenta una mayor afinidad al oxígeno que el cromo, y el cromo presenta una mayor afinidad al oxígeno que el hierro. Por consiguiente, cabría esperar que en función del respectivo porcentaje del elemento en cuestión en la capa límite se forman primero óxidos de silicio antes que los óxidos de manganeso y que los óxidos de cromo. Esto es válido bajo el supuesto de estados de equilibrio que solo pueden alcanzarse teóricamente y en condiciones ideales, según las cuales todas las fases están presentes como fases puras y se excluye la formación de fases mixtas, mientras que la cinética de reacción y los procesos de difusión no se tienen en cuenta.
Se descubrió que la distribución de silicio, manganeso y cromo en la capa límite puede variar fuertemente y que en la distribución se puede influir a través de los parámetros de producción, como las temperaturas y la atmósfera de gas ajustadas.
El procedimiento de acuerdo con la invención para la fabricación de un producto plano de acero ultrarresistente, provisto de un revestimiento de protección metálico comprende al menos los siguientes pasos de trabajo: a) la puesta a disposición de un producto plano de acero laminado en caliente,
que comprende un acero, que se compone de (en % en peso)
0,1 a 0,5 % de C,
1,0 a 3,0 % de Mn,
0,7 a 2,5 % de Si,
0,05 a 1 % de Cr,
hasta 0,020 % de P,
hasta 0,005 % de S,
hasta 0,008 % de N,
así como, opcionalmente, de uno o varios de los siguientes elementos
0,01 a 1,5 % de Al,
0,05 a 0,5 % de Mo,
0,0004 a 0,001 % de B
así como, opcionalmente de en total 0,001 a 0,3 % de V, Ti y Nb, y el resto de hierro e impurezas inevitables; b) el decapado y la laminación en frío del producto plano de acero laminado en caliente, experimentando el producto plano de acero laminado en caliente una reducción de grosor de al menos 37 %;
c) el calentamiento en dos etapas del producto plano de acero laminado en frío a una temperatura de zona de mantenimiento THZ, que está por encima de la temperatura A3 del acero, realizándose el calentamiento inicialmente a una primera velocidad de calentamiento Theta_H1 de 5 a 50 K/s hasta una temperatura de cambio TW de 200 a 400 °C y, por encima de la temperatura de cambio TW, a una segunda velocidad de calentamiento Theta_H2 de 2 a 10 K/s hasta la temperatura de zona de mantenimiento THZ;
d) el mantenimiento del producto plano de acero a la temperatura de zona de mantenimiento THZ durante una duración tHZ de 5 a 15 s en una atmósfera de horno, que contiene 3 a 7 % en volumen de hidrógeno y el resto nitrógeno humedecido con vapor de agua y las impurezas inevitables, estando comprendido el punto de rocío de la atmósfera del horno entre -22 °C y 0 °C;
e) el enfriamiento del producto plano de acero desde la temperatura de zona de mantenimiento THZ hasta una temperatura TLK, que no sea inferior a 150 °C por debajo de la temperatura A3 del acero del producto plano de acero, siendo la duración del enfriamiento de THZ a TLK de al menos 50 s y como máximo de 300 s;
f) el enfriamiento del producto plano de acero desde la temperatura TLK a una velocidad de enfriamiento ThetaQ de al menos 30 K/s hasta una temperatura de parada de enfriamiento TAB comprendida entre la temperatura de inicio de martensita TMS y una temperatura que es hasta 175 °C inferior a TMS;
g) el mantenimiento del producto plano de acero a la temperatura de parada de enfriamiento TAB durante una duración de 10 a 60 s;
h) el calentamiento del producto plano de acero a una velocidad de calentamiento ThetaB1, que es de como máximo 80 K/s, a una temperatura de tratamiento TB de 450 a 500 °C y el mantenimiento isotérmico opcional del producto plano de acero a la temperatura de tratamiento TB, siendo el tiempo total de tratamiento tBT para el calentamiento y el mantenimiento isotérmico opcional de 10 a 1000 s;
i) el recubrimiento por inmersión en baño fundido del producto plano de acero con un recubrimiento de protección anticorrosiva a base de zinc;
j) el revenido opcional del producto plano de acero recubierto. a una temperatura TGA de 500 a 565 °C durante un duración tGA de 10s a 605;
k) el enfriamiento del producto plano de acero recubierto, a temperatura ambiente con una velocidad de enfriamiento ThetaB2 de al menos 5 K/s.
En el paso de trabajo a), se pone a disposición un producto plano de acero laminado en caliente, producido mediante procedimientos convencionales de colada y laminación en caliente. El producto plano de acero laminado en frío, puesto a disposición en el paso de trabajo a) está sin recubrir, es decir que no presenta ningún revestimiento de protección anticorrosiva metálico. El producto plano de acero sin recubrir forma el sustrato de acero o el material base para el revestimiento de protección anticorrosiva metálico, que se aplica en el paso de trabajo i). El producto plano de acero sin recubrir comprende un acero, en particular se compone de un acero, con la composición que se explica en detalle a continuación.
El contenido en carbono del acero de un producto plano de acero de acuerdo con la invención se sitúa entre 0,1 y 0,5 % en peso. El carbono (C) influye en la formación y la estabilización de la austenita. Durante el enfriamiento brusco, que se realiza para la formación de martensita, así como durante el tratamiento de recocido posterior, la austenita residual presente eventualmente se estabiliza por C. Además, el contenido de C tiene una fuerte influencia en la resistencia de la martensita formada durante el enfriamiento en el paso de trabajo f) con una velocidad de enfriamiento ThetaQ, así como en la resistencia de la martensita formada durante el último paso de enfriamiento en el paso de trabajo K) con una velocidad de enfriamiento ThetaB2. El contenido de C debe ser de al menos 0,1 % en peso para garantizar el efecto estabilizador de austenita y el efecto de aumento de resistencia. En una forma de realización preferente, el contenido de C es de al menos 0,12 % en peso para poder aprovechar de forma especialmente eficaz el efecto estabilizador de austenita y de aumento de resistencia del carbono. A medida que aumenta el contenido de C, la temperatura inicial de martensita se desplaza hacia temperaturas cada vez más bajas, de manera que, en caso de un contenido de C demasiado alto, posiblemente no se puede formar ninguna o solo una parte demasiado pequeña de martensita. Además, a medida que aumenta el contenido de C, empeora la soldabilidad del producto plano de acero. Para asegurar la formación de una parte suficiente de martensita y una buena soldabilidad, el contenido de C del acero de un producto plano de acero según la invención está limitado a un máximo de 0,5 % en peso, preferentemente a un máximo de 0,4 % en peso.
El acero de un producto plano de acero según la invención contiene tanto manganeso como silicio.
El contenido de manganeso en el acero de un producto plano de acero de acuerdo con la invención con manganeso y silicio es 1,0 a 3,0 % en peso. El manganeso (Mn) influye en la templabilidad del acero y contribuye a evitar la formación de perlita no deseada durante el enfriamiento. Estos requisitos previos hacen posible la formación de una estructura adecuada de martensita y austenita residual después del enfriamiento brusco en el paso de trabajo f) con velocidades de enfriamiento inferiores a 100 K/s. Para evitar de manera segura que se origine perlita, el acero de un producto plano de acero de acuerdo con la invención contiene al menos 1,0 % en peso, preferentemente al menos el 1,9 % en peso de Mn. Dado que una concentración de Mn demasiado alta repercute negativamente en la soldabilidad y aumenta el riesgo de la aparición de fuertes segregaciones, que son faltas de homogeneidad química en la estructura, originadas durante la solidificación, el contenido de Mn está limitado a un máximo de 3,0 % en peso, preferentemente a un máximo de 2,7 % en peso. Los contenidos de manganeso demasiado altos provocan además un enriquecimiento demasiado fuerte de manganeso en la capa límite entre el revestimiento de protección anticorrosiva y el sustrato de acero y, por tanto, conducen a una mala adherencia. También por esta razón, el contenido de Mn está limitado a un máximo de 3,0 % en peso, preferentemente a un máximo de 2,7 % en peso.
El contenido de silicio en el acero de un producto plano de acero de acuerdo con la invención con silicio y manganeso es 0,7 a 2,5 % en peso, preferentemente al menos 0,9 % en peso. El silicio (Si) contribuye a la supresión de la formación de cementita. Durante la formación de cementita, el carbono se liga en forma de carburos. Por la supresión de la formación de cementita, está disponible carbono libre, lo que contribuye a la estabilización de la austenita residual y, por tanto, a la mejora del alargamiento. Este efecto también se puede lograr parcialmente aleando aluminio. En el caso de contenidos de Si demasiado altos, se puede enriquecer silicio en la capa límite entre el revestimiento de protección anticorrosiva y el material base, lo que conduce a una mala adherencia del revestimiento de protección anticorrosiva
para garantizar una buena adherencia, el contenido de Si está limitado a un máximo de 2,5 % en peso, en particular, a menos de 2,5 % en peso. En una forma de realización preferente, el contenido de Si se limita a un máximo de 1,5 % en peso para reducir aún más el riesgo de la formación de cascarilla roja que puede aparecer durante la fabricación de flejes en caliente.
El contenido de cromo del acero de un producto plano de acero de acuerdo con la invención se sitúa entre 0,05 y 1 % en peso. El cromo (Cr) contribuye a aumentar la resistencia y es un inhibidor efectivo de la perlita. Además, el enriquecimiento de Cr en la capa límite entre el revestimiento de protección anticorrosiva y el material base conduce a una adherencia mejorada. Para garantizar buenas propiedades de adherencia, el contenido de Cr es de al menos 0,05 % en peso, preferentemente al menos 0,1 % en peso. En el caso de contenidos superiores a 1,0 % en peso, el Cr aumenta el riesgo de una pronunciada oxidación de límites de grano, lo que repercute negativamente en la soldabilidad y la calidad de la superficie. Para evitar una pronunciada oxidación de límites de grano, el contenido de Cr está limitado a un máximo de 1,0 % en peso. En una realización preferente, el contenido de Cr está limitado a un
máximo de 0,6 % en peso por razones de costes, lo que contribuye adicionalmente a minimizar aún más el riesgo de una oxidación de límites de grano.
El aluminio (Al) puede estar contenido opcionalmente en el acero de un producto plano de acero de acuerdo con la invención, a entre 0,01 y 1,5 % en peso. El Al se puede emplear para la desoxidación y para ligar nitrógeno presente eventualmente. El Al también se puede usar para la supresión de cementita. Mediante la adición de Al se incrementa la temperatura de austenización del acero. Si han de ajustarse temperaturas de recocido más altas, se puede alear Al a hasta 1,5 % en peso. Dado que el aluminio aumenta la temperatura de recocido necesaria para una austenización completa y con contenidos de Al superiores al 1,5 % en peso una austenización completa ya solo es posible difícilmente, el contenido de Al del acero de un producto plano de acero según la invención está limitado a un máximo del 1,5 % en peso, preferentemente a un máximo de 1,0 % en peso. En una forma de realización preferente, el contenido de Al para limitar la temperatura de austenización está limitado a un máximo de 0,1 % en peso, en particular a entre 0,01 y 0,1 % en peso.
El fósforo (P), el azufre (S) y el nitrógeno (N) repercuten negativamente en las propiedades mecánico-tecnológicas de los productos planos de acero según la invención, por lo que, a ser posible, debe evitarse su presencia en los productos planos de acero de acuerdo con la invención. El fósforo (P) repercute negativamente en la soldabilidad, por lo que el contenido de P debe ascender a como máximo 0,02 % en peso, preferentemente a menos de 0,02 % en peso. En concentraciones más altas, el azufre (S) conduce a la formación de MnS o a la formación de (Mn, Fe)S, lo que repercute negativamente en el alargamiento. Por lo tanto, el contenido de S está limitado a valores de como máximo 0,005 % en peso, preferentemente menos de 0,005 % en peso.
El nitrógeno (N), tanto en forma disuelta intersticialmente como en forma de nitruro, por ejemplo en combinación con titanio, niobio o vanadio, conduce a una fragilización del acero, lo que puede repercutir negativamente en la deformabilidad, por lo que el contenido de N debe estar limitado a un máximo de 0,008 % en peso, preferentemente a menos de 0,008 % en peso.
Opcionalmente, los aceros de productos planos de acero de acuerdo con la invención pueden contener molibdeno (Mo) en contenidos de 0,05 a 0,5 % en peso. El Mo fomenta la supresión de la formación de perlita, y para este fin puede estar contenido en el acero en una cantidad de al menos 0,05 % en peso. Por razones de costes, el contenido de Mo está limitado a un máximo de 0,5 % en peso, en particular a menos de 0,5 % en peso.
Opcionalmente, los aceros de productos planos de acero de acuerdo con la invención pueden contener boro (B) en contenidos de 0,0004 a 0,001 % en peso. El boro se segrega en los límites de fase y bloquea su movimiento. Esto favorece la formación de una estructura de grano fino, lo que mejora las propiedades mecánicas del producto plano de acero. Para conseguir una mejora de las propiedades mecánicas, se puede añadir aleando boro en cantidades de al menos 0,0004 % en peso. Cuando se alea boro, debe estar disponible preferentemente suficiente Ti o Nb para ligar N, lo que evita la formación de nitruros de boro dañinos. Para suprimir la formación de nitruros de boro, ha resultado ser ventajoso si se elige un contenido de titanio, superior a 3,42 veces el contenido de N o si se selecciona un contenido de niobio superior a 3,42 veces el contenido de N. El efecto positivo de B se satura con un contenido de alrededor de O, 001 % en peso, por lo que el acero contiene como máximo 0,001 % en peso de B.
Opcionalmente, los aceros de productos planos de acero de acuerdo con la invención pueden contener uno o varios elementos de microaleación en contenidos de en total 0,001 a 0,3 % en peso. Por elementos de microaleación se entienden aquí los elementos titanio (Ti), niobio (Nb) y vanadio (V). Preferentemente se usan titanio o niobio o una combinación de ambos. Los elementos de microaleación pueden formar carburos con el carbono, que en forma de precipitados muy finamente distribuidos contribuyen a una mayor resistencia. Con un contenido total de elementos de microaleación de en total al menos 0,001 % en peso, preferentemente al menos 0,005 % en peso, se pueden formar precipitados que conducen a la congelación de los límites de grano y de fase durante la austenización. Al mismo tiempo, sin embargo, el carbono, que en forma atómica favorece la estabilización de la austenita retenida, se liga como carburo. Para garantizar una estabilización suficiente de la austenita residual por el carbono presente en forma atómica, la concentración total de los elementos de microaleación debe ser en total de como máximo 0,3 % en peso, preferentemente de como máximo 0,2 % en peso.
Cuando aquí se hacen indicaciones relativos a contenidos de aleación y composiciones, se refieren al peso o la masa, siempre que no se indique expresamente lo contrario.
En el paso de trabajo b), el producto plano de acero laminado en caliente, en primer lugar, se decapa de manera convencional y, a continuación, se somete a laminación en frío. Por la laminación en frío, el producto plano de acero laminado en caliente experimenta una reducción de grosor de al menos 37 %, en particular de más de 37 %. La reducción de grosor se refiere a la diferencia entre el grosor inicial del producto plano de acero antes del primer paso de laminación en frío y el grosor final del producto plano de acero después del último paso de laminación en frío. La laminación en frío con una reducción de grosor de al menos 37 % provoca una homogeneización mecánica del material y conduce a una estructura de grano particularmente fino con un tamaño de granos medio inferior a 30 pm en el estado laminado en frío. La estructura de grano muy fino ajustada por la laminación en frío proporciona para el siguiente recocido de austenización muchos puntos de germinación para la formación de granos de austenita, lo que, en
consecuencia, también conduce a una austenita de grano muy fino. El efecto de refinado de grano se puede intensificar si durante la laminación en frío se ajusta una reducción de grosor de preferentemente al menos 42 %. Además, la homogeneización mecánica del material que se produce durante la laminación en frío facilita el ajuste de la proporción selectiva de Si, Mn y Cr en la capa límite entre el revestimiento de protección anticorrosiva y el sustrato de acero durante la secuencia de trabajo posterior.
En el paso de trabajo c), el producto plano de acero laminado en frío se calienta a una temperatura de recocido THZ superior a la temperatura Ar del acero, que también puede denominarse temperatura de zona de mantenimiento, para permitir una transformación completa de la estructura en austenita. La temperatura A3 del acero depende del análisis y se puede estimar mediante la siguiente ecuación empírica:
A3[°C] = 910-15,2 %Ni+44,7 %Si+31,5 %Mo-21,1 %Mn-203*-V%C
con %C=contenido de C del acero en % en peso, con %Ni =contenido de Ni del acero en % en peso, con %Si=contenido de Si del acero en % en peso, con %Mo=contenido de Mo del acero en % en peso, con %Mn =contenido de Mn del acero en % en peso.
En una forma de realización preferente, la temperatura de zona de mantenimiento THZ se puede limitar a un máximo de 950 °C para ahorrar gastos de operación.
El calentamiento a la THZ se realiza en dos etapas. Para ello, en primer lugar, el producto plano de acero se calienta a una velocidad de calentamiento Theta_H1 de 5 a 50 K/s hasta alcanzar una temperatura de cambio TW de 200 a 400 °C. Por encima de la temperatura de cambio T_W, el calentamiento se realiza a una velocidad de calentamiento Theta_H2 de 2 a 10 K/s hasta alcanzar la temperatura de zona de mantenimiento THZ. La primera velocidad de calentamiento Theta_H1 es desigual a la segunda velocidad de calentamiento Theta_H2. En una forma de realización preferente, Theta_H2 es inferior a Theta_H1.
En una forma de realización preferente, el producto plano de acero se calienta en un horno de paso continuo. En una forma de realización particularmente preferente, el producto plano de acero se calienta en un horno que está equipado con tubos radiantes cerámicos, lo que es particularmente ventajoso para alcanzar temperaturas de banda superiores a 900 °C. Además, por el calentamiento indirecto se evita una fuerte oxidación indeseable de la superficie de acero, relacionada con la formación de una capa de óxido, ya que los componentes de oxígeno necesarios para la combustión no entran en contacto con el material. Aquí, una mezcla de gas se quema en un quemador cerrado y la transferencia de calor se realiza en este caso por radiación. Un horno de este tipo también se denomina "Radiant Tube Furnace" (horno de tubo radiante) o RTF.
En el paso de trabajo d), el producto plano de acero se mantiene a la temperatura de zona de mantenimiento THZ durante un tiempo de mantenimiento tHZ de 5 a 15 s. La duración de mantenimiento tHZ no debe exceder de 15 segundos, para evitar la formación de un grano austenítico grueso así como un crecimiento irregular del grano austenítico y, por tanto, repercusiones negativas en la deformabilidad del producto plano de acero. La duración de mantenimiento debe durar al menos 5 s, para lograr una transformación completa en austenita así como una distribución homogénea de C en la austenita.
La atmósfera, en la que se mantiene el producto plano de acero, contiene 3 a 7 % en volumen de hidrógeno. El resto de la atmósfera se compone de nitrógeno humedecido con vapor de agua y de impurezas inevitables, aspirándose a un contenido de nitrógeno de 93 a 97 % en volumen, asciendo la suma de todos los componentes a 100 % en volumen. En el presente caso, las indicaciones relativas a la composición de la atmósfera del horno se refiere a composiciones de la atmósfera que dan como resultado un total de 100 % en volumen. Por tanto, la atmósfera durante el mantenimiento se compone en particular de 3 a 7 % en volumen de hidrógeno y el resto de nitrógeno humedecido con vapor y de impurezas evitables. La parte del vapor de agua en la atmósfera se regula a través del punto de rocío. El punto de rocío se ajusta valores de -22 °C a 0 °C, preferentemente a valores de como máximo -5° C, en particular a valores de -22 °C a -5 °C, y de manera particularmente preferente a valores de al menos -20 °C y/o como máximo -15 °C, en particular a valores de -20 °C a -15 °C. Mediante el punto de rocío se puede controlar el curso de concentración de los elementos Si, Mn y Cr en la capa límite y se pueden obtener perfiles de concentración de los elementos Si, Mn y Cr en la capa límite.
El porcentaje de vapor de agua se describe a través del punto de rocío. El punto de rocío corresponde aquí a la temperatura, a la que se condensa el agua en un volumen de gas. En el caso de valores bajos para el punto de rocío, el porcentaje de agua en la mezcla de gases es reducido. A medida que aumenta el punto de rocío, aumenta el porcentaje de agua en la mezcla de gases. La mezcla de gas humedecida en la atmósfera del horno, en combinación con la difusión facilitada durante el recocido, conduce inicialmente a un enriquecimiento de los elementos Mn, Si y Cr, más afines al oxígeno en comparación con el hierro, en la superficie del material base. A causa de la reducida diferencia de tamaño entre el manganeso y el hierro, el Mn se difunde más rápidamente en la red de hierro que el Cr o el Si. El cromo presenta una difusión ligeramente más lenta que el Mn, mientras que el silicio se difunde de manera significativamente más lenta. El enriquecimiento es contrarrestado por la difusión de los elementos del material base durante el recocido en el paso de trabajo d). La difusión externa es particularmente pronunciada para Mn, aunque
también se puede observar para Si. El Cr, en cambio, se pasiva cerca de la superficie por la formación de óxidos. Por lo tanto, el Cr se enriquece en el rango de hasta 300 nm debajo de la superficie del material base. Sin embargo, si el punto de rocío de la mezcla de gases está por debajo de -22 °C, o si el exceso de los elementos Mn y Si, más afines al oxígeno en comparación con el Cr, es demasiado alto en el rango de hasta 300 nm debajo del superficie del material base, también se difunde Cr a través de la superficie, lo que repercute negativamente en la adherencia del revestimiento de protección anticorrosiva y en la deformabilidad.
En una forma de realización preferente, el porcentaje de vapor de agua en la atmósfera del horno, en particular durante el mantenimiento en el paso de trabajo d), es superior a 0,070 % en volumen, de manera especialmente preferente de al menos 0,080 % en volumen. Normalmente, el porcentaje de vapor de agua en la atmósfera del horno es de como máximo 1,0 % en volumen, preferentemente como máximo 0,8 % en volumen.
El control de la composición de gas puede realizarse, por ejemplo, con la ayuda de un sistema automatizado. Para ello, pueden mezclarse entre sí partes de gas secas y húmedas, usándose nitrógeno como gas portador para el vapor de agua. La alimentación del nitrógeno humedecido con vapor de agua al horno de recocido puede realizarse, por ejemplo, por debajo del rodillo de inversión. Los hornos de recocido, en los que el producto plano de acero se somete a un tratamiento de recocido, pueden estar concebidos verticalmente u horizontalmente. Durante el proceso de recocido, el fleje es conducido pasando por el horno. A través de llamados rodillos de inversión se cambia, por ejemplo, el sentido de movimiento de un producto plano de acero en un horno vertical, de hacia abajo a hacia arriba y viceversa.
Respetando el tiempo de recocido, la temperatura de recocido y la composición atmosférica de acuerdo con la invención, con un punto de rocío de -22 °C a 0 °C durante el recocido en el paso de trabajo d), se garantiza que los elementos Si, Mn y Cr en el producto planos de acero, recubierto tras realizarse el paso i), presenten en la capa límite entre el revestimiento de protección anticorrosiva y el sustrato de acero la siguiente proporción de la suma de Si y Mn con respecto a Cr:
1,7 < [(Si Mn)/Cr]_GS < 15
con Si: contenido de Si en % en peso en la capa límite; Mn: contenido de Mn en % en peso en la capa límite; Cr: contenido de Cr en % en peso en la capa límite.
Un hallazgo de la presente invención es que los altos contenidos de Si y Mn en la capa límite empeoran la capacidad de recubrimiento, mientras que el Cr no tiene una influencia negativa, sino incluso una influencia positiva en la adherencia del revestimiento de protección anticorrosiva si se respeta la proporción mencionada anteriormente. El respeto de la proporción de los elementos formadores de óxido Si, Mn y Cr en la capa límite conduce no solo a una excelente adherencia del revestimiento de protección anticorrosiva sino también a una buena deformabilidad del producto plano de acero recubierto.
Respetando el tiempo de recocido, la temperatura de recocido y la composición atmosférica de acuerdo con la invención, con un punto de rocío de -22 °C a 0 °C durante el recocido en el paso de trabajo d), se garantiza además que los elementos Si, Mn y Cr tienen el siguiente gradiente de concentración en la capa límite:
[(Si Mn) / Cr]_GS < [(Si Mn) / Cr]_GW
con [(Si Mn)/Cr]_GS: proporción de la suma del contenido de Si en % en peso y del contenido de Mn en % en peso con respecto al contenido de Cr en % en peso en la capa límite;
[(Sl Mn) / Cr]_GW: proporción de la suma del contenido de Si en % en peso y del contenido de Mn en % en peso con respecto al contenido de Cr en % en peso en el material base.
Los contenidos de elementos del material base se refieren normalmente a una capa que se encuentra en un tercio del grosor del sustrato de acero.
Ajustando el gradiente de concentración de [(Si Mn) / Cr]_GS con respecto a [(Si Mn) / Cr]_GW, se puede mejorar tanto la adherencia del revestimiento de protección anticorrosiva como la conformabilidad del producto plano de acero recubierto.
En una forma de realización preferente, el calentamiento del producto plano de acero en el paso de trabajo c) y/o el mantenimiento en el paso de trabajo d) se realiza en un horno de tubo radiante. En el horno equipado con tubos radiantes cerámicos, los gases de combustión que contienen oxígeno no entran en contacto con el producto plano de acero, ya que la mezcla de gases a quemar se quema en un quemador cerrado y la transferencia de calor se realiza por radiación. De esta manera, se pueden evitar preferentemente por un lado la descarburación de la superficie así como una fuerte oxidación de la superficie del producto plano de acero sin recubrir así como la formación de una capa de óxido de recubrimiento.
En el paso de trabajo e), el producto plano de acero se enfría a una temperatura TLK. El enfriamiento comienza una vez transcurrido el mantenimiento en el paso de trabajo d). En particular, el enfriamiento comienza inmediatamente
después del mantenimiento, y por tanto, como muy tarde una vez transcurrida la duración de mantenimiento máxima de 15 s. La temperatura TLK no es inferior a 150 °C por debajo de la temperatura A3 del acero del producto plano de acero, para evitar la formación de ferrita. La duración del enfriamiento de THZ a TLK es de al menos 50 s y como máximo de 300 s. El enfriamiento realizado en el paso de trabajo e) también puede denominarse enfriamiento controlado y lento.
En el paso de trabajo f), el producto plano de acero se sigue enfriando de la temperatura TLK a una temperatura de parada de enfriamiento TAB. El enfriamiento de TLK a TAB se realiza a una velocidad de enfriamiento ThetaQ, que es de al menos 30 K/s. El enfriamiento también puede denominarse enfriamiento rápido. La velocidad de enfriamiento ThetaQ es de al menos 30 K/s para evitar la formación de ferrita y la formación de bainita. El enfriamiento puede realizarse preferentemente a hasta 120 K/s, lo que se puede lograr, por ejemplo, empleando un enfriamiento moderno por chorro de gas.
La temperatura de parada de enfriamiento TAG se sitúa entre la temperatura de inicio de martensita TMS, es decir, la temperatura, a la que comienza una transformación martensítica, y una temperatura que es hasta 175 °C inferior a TMS. Es aplicable:
(TMS-175 °C) <TAB < TMS.
La temperatura de inicio de martensita se puede estimar con la ayuda de la siguiente ecuación:
TMS[°C] = 539 °C+(-423 %C - 30,4 %Mn -17,7 %Ni -12,1 %Cr -11 %Si - 7 %Mo)*°C/G% en peso
con %C=contenido de C del acero en % en peso, con %Mn =contenido de Mn del acero en % en peso, con %Ni =contenido de Ni del acero en % en peso, con %Cr=contenido de Cr del acero en % en peso, con %Si=contenido de Si del acero en % en peso, con %Mo=contenido de Mo del acero en % en peso.
En el paso de trabajo g), el producto plano de acero se mantiene durante un tiempo de mantenimiento tQ comprendido entre 10 y 60 segundos, a la temperatura de parada de enfriamiento TAB. tQ se usa como parámetro para ajustar la estructura, en particular el contenido de martensita. Manteniendo el producto plano de acero durante 10 a 60 s a la temperatura t A b , se puede configurar una estructura de martensita muy fina con un tamaño de paquete pequeño y un ancho de lanceta reducido. En el siguiente paso de tratamiento del calentamiento, esto conduce a vías de difusión cortas, lo que significa que es posible una estabilización local selectiva de la austenita residual.
En el paso de trabajo h), el producto plano de acero se calienta, a una velocidad de calentamiento ThetaBI máxima de 80 K/s, a una temperatura de tratamiento TB de 450 a 500 °C para enriquecer la austenita residual con carbono procedente de la martensita sobresaturada. La formación de carburos y la descomposición de la austenita residual se evitan observando un tiempo de tratamiento total para este paso de trabajo de 10 a 1000 s. Además, la temperatura de tratamiento TB se adapta al posterior tratamiento de recubrimiento por inmersión en baño fundido. A entre 450 y 500 °C, la TB también es al mismo tiempo una temperatura adecuada para la inmersión en un baño fundido a base de zinc. El calentamiento se realiza a una velocidad de calentamiento de como máximo 80 K/s, en particular, inferior a 80 K/s, para garantizar una suficiente redistribución del carbono. En una forma de realización preferente, el calentamiento puede realizarse, por ejemplo, mediante el uso de tubos radiantes o mediante el uso de un potenciador.
El tiempo de tratamiento tBT total es de al menos 10 y como máximo 1000 s para garantizar una suficiente redistribución del carbono. El tiempo de tratamiento tBT total se compone del tiempo tBR, que se necesita para el calentamiento, y del tiempo tBI, durante el que el producto plano de acero se mantiene opcionalmente isotérmico.
En el paso i), el producto plano de acero se somete a un tratamiento de recubrimiento, en particular un recubrimiento por inmersión en baño fundido. Durante ello, el producto plano de acero pasa por un baño de recubrimiento con una composición de baño fundido a base de zinc. La temperatura del baño fundido es preferentemente de 450 a 500 °C. Una composición de baño fundido adecuada puede contener, por ejemplo, hasta 2 % en peso de Al, hasta 2 % en peso de Mg, el resto de zinc e impurezas inevitables, en particular hasta 2 % en peso de Al, hasta 2 % en peso de Mg, y el resto de zinc e impurezas inevitables. En otra forma de realización preferente, una composición de baño fundido adecuada puede contener, por ejemplo, hasta 1 % en peso de Al, el resto de zinc e impurezas inevitables, en particular hasta 1 % en peso de Al, y el resto de zinc e impurezas inevitables. En una forma de realización particularmente preferente, una composición de baño de fusión puede contener 1a 2 % en peso de Al, 1 a 2 % en peso de Mg, el resto de zinc e impurezas inevitables, en particular entre 1 y 2 % en peso de Al, 1 a 2 % en peso de Mg, y el resto de zinc e impurezas inevitables. Mediante el tratamiento de recubrimiento, en al menos un lado del producto plano de acero se aplica un revestimiento de protección anticorrosiva sobre el producto plano de acero.
Inmediatamente a continuación del paso de trabajo i), el producto plano de acero puede someterse a un tratamiento de recocido galvánico en un paso de trabajo j) opcional. Para ello se reviene durante un tiempo tGA de 10 s a 60 s a una temperatura TGA de 500 a 565 °C.
En el paso de trabajo k), el producto plano de acero recubierto se enfría a temperatura ambiente a una velocidad de
enfriamiento ThetaB2 de al menos 5 K/s, preferentemente de más de 5 K/s. En el presente caso, la martensita formada en el marco del procedimiento de acuerdo con la invención mediante el segundo enfriamiento brusco en el paso de trabajo k) se denomina martensita no revenida. La martensita originada por el primer enfriamiento brusco después de la austenización, que en el paso h) se somete a un calentamiento, también se denomina martensita revenida.
En una forma de realización preferente, las composiciones atmosféricas, por las que pasa el producto plano de acero en los pasos posteriores, especialmente en los pasos de trabajo e) a k), pueden adaptarse a la atmósfera del horno del proceso de mantenimiento del paso de trabajo d).
Por lo tanto, preferentemente, en al menos un paso adicional, se ajusta una atmósfera que contiene 3 a 7 % en volumen de hidrógeno y el resto nitrógeno humedecido con vapor de agua, preferentemente con al menos 0,070 % en volumen, particularmente preferentemente con al menos 0,080 % en volumen, de manera especialmente preferente con al menos el 1,0 % en volumen, de manera particularmente preferente con al menos 0,8 % en volumen de vapor de agua, e impurezas inevitables.
En una forma de realización preferente, el procedimiento de acuerdo con la invención para la fabricación de un producto plano de acero ultrarresistente provisto de un revestimiento de protección anticorrosiva metálico no comprende pasos de trabajo adicionales y, por tanto, comprende exclusivamente los pasos de trabajo mencionados bajo a) a k).
Un producto de acuerdo con la invención comprende un sustrato de acero, que comprende un acero, preferentemente se compone de un acero, que se compone de (en % en peso): 0,1 a 0,5 % de C, 1,0 a 3,0 % de Mn, 0,7 a 2,5 % de Si, 0,05 a 1 % de Cr, hasta 0,020 % de P, hasta 0,005 % de S, hasta 0,008 % de N, así como, opcionalmente, de uno 0 varios de los siguientes elementos 0,01 a 1,5% de Al, 0,05 a 0,5% de Mo, 0,0004 a 0,001 % B así como, opcionalmente de en total 0,001 a 0,3 % de V, Ti y Nb, y el resto de hierro e impurezas inevitables.
El sustrato de acero presenta una estructura que contiene 5 a 20 % en volumen de austenita residual, menos de 5 % por área de bainita, menos de 10 % por área de ferrita y al menos 80 % por área de martensita, de los cuales al menos 75 % por área es martensita revenida y menos del 25 % por área es martensita no revenida. En una forma de realización preferente, la estructura del producto de acuerdo con la invención se compone de 5 a 20 % en volumen de austenita residual, menos de 5 % por área de bainita, menos de 10 % por área de ferrita el resto de martensita, ascendiendo la parte de martensita en la estructura total a al menos 80 % por área, de los cuales al menos 75 % por área es martensita revenida y menos de 25 % por área es martensita no revenida.
Para alcanzar las resistencias deseada se ajusta un alto porcentaje de martensita. En la ductilidad se puede influir a través del porcentaje de la martensita revenida. El porcentaje de martensita total presente en la estructura se compone de martensita revenida y no revenida, existiendo la posibilidad de que no esté presente martensita revenida.
Si no se menciona lo contrario, en el presente caso, las indicaciones relativas a los porcentajes estructurales para austenita residual se basa en % en volumen y para otros componentes microestructurales como, por ejemplo, martensita, ferrita y bainita, referido a % por área.
La estructura es de grano particularmente fino y presenta preferentemente un tamaño de grano medio inferior a 30 pm. Debido a la finura de las estructuras, se recomienda realizar las investigaciones de la microestructura utilizando un microscopio electrónico de barrido (SEM) con un aumento de al menos 5000x. Como procedimiento adecuado para la determinación cuantitativa de la austenita residual se recomienda un análisis por medio de difracción de rayos X (XRD) de acuerdo con ASTM E975.
El producto solidificado de acuerdo con la invención comprende además un revestimiento de protección, preferentemente un revestimiento de protección de corrosión basado en Zn. Un revestimiento de protección anticorrosiva adecuado contiene hasta 2 % en peso de Al, hasta 2 % en peso de Mg, el resto de zinc e impurezas inevitables, en particular, el revestimiento de protección anticorrosiva se compone a hasta 2 % en peso de Al, hasta 2 % en peso de Mg, el resto de Zn e impurezas inevitables. En una forma de realización particularmente preferente, el revestimiento de protección anticorrosiva presenta 1 a 2 % en peso de Al, 1 a 2 % en peso de Mg, el resto de zinc e impurezas inevitables, en particular se compone a entre 1 y 2 % en peso de Al, 1 a 2 % en peso de Mg, el resto de zinc e impurezas inevitables. En una forma de realización preferente alternativa, el revestimiento de protección anticorrosiva presenta 1 % en peso de AI, el resto de zinc e impurezas inevitables, en particular se compone a hasta 1 % en peso de Al, el resto de zinc e impurezas inevitables.
El producto plano de acero recubierto de acuerdo con la invención presenta en la capa límite entre el revestimiento de protección anticorrosiva y el sustrato de acero una proporción de la suma de Si y Mn con respecto a Cr de al menos 1,7 y como máximo 15 de acuerdo con la siguiente relación:
1,7 < [(Si Mn) / Cr]_GS < 15
con Si: contenido de Si en % en peso en la capa límite, Mn: contenido de Mn en % en peso en la capa límite, Cr:
contenido de Cr en % en peso en la capa límite.
Un hallazgo de la presente invención es que los altos contenidos de Si y Mn en la capa límite influyen negativamente en la capacidad de recubrimiento, mientras que el Cr no tiene una influencia negativa, sino incluso una influencia positiva en la adherencia del revestimiento de protección anticorrosiva si se respeta la proporción mencionada anteriormente. En análisis se ha demostrado que la adherencia del revestimiento de protección anticorrosiva empeora en caso de un enriquecimiento de Si y Mn en la capa límite, mientras que la adherencia mejora significativamente, si también está enriquecida con cromo. Sin embargo, debido a su efecto negativo en la oxidación del límite de grano y consideraciones económicas, la adición de Cr está limitada a un máximo de 1,0 % en peso, preferentemente a un máximo de 0,6 % en peso, mientras que se requieren contenidos mínimos de Si y/o Mn para lograr las propiedades mecánicas deseadas. Sin embargo, una acumulación relativamente fuerte de Si y/o Mn en la capa límite conduce localmente a una pronunciada formación de óxido. Estos óxidos provocan problemas con el recubrimiento por inmersión en baño caliente y resultan en una adherencia insuficiente del recubrimiento de protección anticorrosiva al material base. Sin embargo, el riesgo de errores de adherencia es reducido, si la proporción de la suma de Si+Mn con respecto a Cr es de como máximo 15, preferentemente como máximo 13. El riesgo de errores de adherencia asimismo es reducido, si la proporción de la suma de Si+Mn con respecto a Cr es de como máximo 1,7, preferentemente al menos 2,5.
Un enriquecimiento de Cr en la capa límite con una proporción de la suma de Si+Mn a Cr de como máximo 15, preferentemente como máximo 13, también repercute positivamente en el comportamiento de conformación del producto plano de acero recubierto. Esto se debe a que el Cr contrarresta la formación de óxidos de Si y Mn. Los óxidos de Si y Mn tienen una consistencia frágil, lo que favorece la formación de grietas durante la conformación. Respetando la proporción de los elementos formadores de óxido Si, Mn y Cr en la capa límite, pueden ajustarse incluso para aceros con resistencias a la tracción muy altas de, por ejemplo, 1180 MPa y más, unas expansiones de orificio de más de 25 %.
De acuerdo con la invención, la proporción de la suma de Si+Mn con respecto a Cr en la capa límite es menor que en el material base. El producto plano de acero recubierto presenta entre la capa límite y el sustrato de acero o el material base, un gradiente de concentración que se puede representar mediante la siguiente relación:
[(Si Mn) / Cr]_GS < [(Si Mn) / Cr]_GW
con [(Si Mn)/Cr]_GS: Proporción de la suma del contenido de Si en % en peso y del contenido de Mn en % en peso con respecto al contenido de Cr en % en peso en la capa límite, [(Si Mn) / Cr]_GW: Proporción de la suma del contenido de Si en % en peso y del contenido de Mn en % en peso con respecto al contenido de Cr en % en peso en el material base.
Las indicación del contenido de elementos del material base generalmente se refiere normalmente a la composición en un tercio del grosor del sustrato de acero.
Por el hecho de que [(Si Mn) / Cr]_GS es menor que [(Si Mn) / Cr]_GW, queda garantizado que el producto plano de acero presente una buena adherencia del recubrimiento metálico sobre el sustrato de acero así como buenas propiedades de deformabilidad. Este efecto puede lograrse de manera especialmente segura, si [(Si Mn) / Cr]_GS es preferentemente menor que 0,9*[(Si Mn) / Cr]_GW, de manera especialmente preferente menor que 0,6*[(Si Mn) / Cr]_GW.
Los productos planos de acero recubiertos presentan preferentemente una resistencia a la tracción Rm de al menos 600 MPa, un límite de alargamiento Rp02 de al menos 400 MPa y un alargamiento A80 de al menos 7 %, en particular, de más de 7 %. Normalmente, se alcanzan unas resistencias a la tracción de 950 a 1500 MPa. Los valores de límite elástico normalmente son de al menos 700 MPa. El límite de alargamiento está por debajo de la resistencia a la tracción alcanzada. Normalmente, el límite de alargamiento es inferior a 950 MPa. Además, los productos planos de acero recubiertos presentan una excelente adherencia del revestimiento de protección anticorrosiva, preferentemente una adherencia de nivel 1 determinada según el ensayo de impacto de bola de acuerdo con SEP 1931, sobre el sustrato de acero, y una muy buena deformabilidad. Como medida de la deformabilidad se puede utilizar, por ejemplo, la expansión de orificio. La expansión de orificio normalmente es de al menos 25 %. También el producto de la resistencia a la tracción y la expansión de orificio puede utilizarse como medida de la deformabilidad. En una forma de realización preferente, el producto de la resistencia a la tracción y la expansión de orificio es de al menos 20.000 MPa*%, preferentemente al menos 25.000 MPa*%.
La resistencia a la tracción, el límite de alargamiento y el alargamiento se determinaron de acuerdo con DIN EN ISO 6892, forma de muestra 2, la adherencia se determinó mediante una prueba de impacto de bola KST de acuerdo con SEP 1931 y la expansión de orificio se determinó de acuerdo con ISO 16630. La distribución de elementos en la capa límite y en las zonas contiguas a la capa límite se puede realizar por medio del método de la espectroscopia de descarga luminiscente (Espectroscopia de emisión óptica por descarga luminiscente, abreviado por GDOES). Para ello, por ejemplo, puede usarse un dispositivo de medición GDOES de la empresa Leco. Por medido de GDOES es posible, realizar la determinación cuantitativa de elementos en estructuras de capas a lo largo del grosor de capa. De
esta manera, se puede determinar el comienzo de la capa límite por medio de GDOES, utilizando respectivamente el punto de intersección del curso de curva del contenido de Zn y del contenido de Fe como punto inicial de la capa límite, que se extiende desde esta intersección 300 nm hacia el interior del material base.
En otra forma de realización preferente, el producto plano de acero de acuerdo con la invención se fabrica mediante el procedimiento de acuerdo con la invención explicado anteriormente.
A continuación la invención se explica con más detalle con la ayuda de ejemplos de realización.
Para la prueba, se elaboraron siete masas fundidas A-G con las composiciones indicadas en la tabla 1, a partir de las cuales se elaboraron de manera convencional 11 flejes calientes con un grosor de 1,8 a 2,5 mm. Las masas fundidas C, E, F y G corresponden a las especificaciones de acuerdo con la invención para la composición del acero, mientras que las masas fundidas A y B presentan contenidos de Si demasiado bajos y la masa fundida D presenta un contenido de Si demasiado bajo y un contenido de Al demasiado alto.
Los flejes calientes se decaparon de manera convencional y luego se procesaron con los parámetros de producción que se indican en la tabla 2. Para ello, los flejes calientes se laminaron respectivamente con el grado de laminación en frío "GLF" especificado en la tabla 2, formando flejes fríos, los flejes fríos se calentaron, respectivamente a una primera velocidad de calentamiento más rápida "ThetaHI", hasta una temperatura de cambio "TW", y después, a una segunda velocidad de calentamiento más lenta "ThetaH2", hasta la temperatura de zona de mantenimiento "THZ", en la que se mantuvieron durante la duración "tHZ" de 5 a 15 s en una atmósfera con un punto de rocío "TP". A continuación, los flejes fríos primero se enfriaron lentamente, dentro de un período de tiempo "tLK" de 50 a 300 s, a una temperatura intermedia "TLK", después, se enfriaron bruscamente desde la temperatura intermedia "TLK", a una velocidad de enfriamiento "ThetaQ", hasta una temperatura de parada de enfriamiento "TAB", a la que se mantuvieron durante una duración "tQ" de 10 a 60 s. A continuación, los productos planos de acero se calentaron, a una velocidad de calentamiento "ThetaBI" de como máximo 80 K/s, a una temperatura de tratamiento "TB". Los productos planos de acero no se mantuvieron a la temperatura de tratamiento. A continuación, los productos planos de acero se sometieron a un recubrimiento por inmersión en baño fundido, realizado por lo demás de manera convencional, en un baño de masa fundida con la siguiente composición: hasta 2 % en peso de Al, hasta 2 % en peso de Mg, el resto de zinc e impurezas inevitables. Los productos planos de acero de las masas fundidas A a F finalmente se enfriaron bruscamente a temperatura ambiente a una velocidad de enfriamiento "ThetaB2" de al menos 5 K/s. Después del recubrimiento por inmersión en baño fundido, los productos planos de acero de la masa fundida G primero se enfriaron bruscamente a una temperatura TGA durante una duración tGA y solo después del revenido se templaron a temperatura ambiente a una velocidad de enfriamiento de al menos 5 K/s.
De los productos planos de acero de los ensayos A1 a G12 se tomaron muestra, en las que se examinó la estructura y se comprobaron las propiedades mecánicas. Las letras en la designación de muestra indican de cuál de las masas fundidas indicadas en la tabla 1 proviene el material de muestra. Los resultados de los exámenes de estructura se indican en la tabla 3 y los resultados de las pruebas de las propiedades mecánicas se indican en la tabla 4. "MA" designa el porcentaje de la martensita revenida en el conjunto de la estructura, "MA" designa el porcentaje de la martensita no revenida en el conjunto de la estructura, "F" designa el porcentaje de ferrita, "B" designa el porcentaje de bainita, "RA" designa el porcentaje de austenita residual.
Los exámenes de estructura se realizaron en cortes transversales a 1/3 t de capa, es decir, en cortes que se tomaron en un tercio del grosor de chapa del sustrato de acero. Los cortes se prepararon para un examen por microscopio electrónico de barrido (REM) y se trataron con un grabado de Nital al 3 %. Debido a la finura de las estructuras, la estructura se caracterizó mediante observación REM con un aumento de 5000x. La determinación cuantitativa de la austenita residual se realizó mediante difracción de rayos X (XRD) de acuerdo con la norma ASTM E975. En otra muestra que se tomó aparte de la muestra de corte, se realizó el examen GDOES de la distribución de elementos en la capa límite y en las zonas contiguas a la capa límite. La determinación de los contenidos de elementos del material base se realizó por medio del análisis de combustión ICP-OES ("inductively coupled plasma optical emission spectrometry" / espectrometría de emisión óptica de plasma acoplado inductivamente) en 1/3t de capa. La prueba de las propiedades mecánicas límite de alargamiento "Rp02", resistencia a la tracción "Rm" y alargamiento "A80", se realizó de acuerdo con DIN EN ISO 6892:2009, forma de muestra 2, en muestras longitudinales que se tomaron en el centro de los productos planos de acero. La adherencia del revestimiento de protección anticorrosiva a base de zinc se determinó como KST según SEP 1931 y la expansión de orificio se determinó según IS016630.
Los ensayos muestran que las muestras C4, C5, E8 y F10 hechas de acuerdo con la invención presentan valores muy bajos para la proporción [(Si+Mn)/CLGS, de como máximo 15. Al mismo tiempo, estas muestras muestran una excelente adherencia del revestimiento de protección anticorrosiva de menos de 1,5 y una muy buena expansión de orificio de más de 25 %. En comparación, las muestras de aceros de la misma clase de resistencia que, sin embargo, presenta con un valor superior a 15 para [(Si+Mn)/CLGS presentan una peor deformabilidad y una peor adherencia del revestimiento. La muestra E9 muestra que con una humidificación insuficiente del nitrógeno en la mezcla de gas con vapor de agua y, por tanto, con un punto de rocío demasiado bajo, es posible alcanzar todavía valores suficientes para el producto de la resistencia a la tracción y la expansión de orificio (resistencia a la tracción*expansión de orificio), pero se ve perjudica la adherencia del revestimiento de protección anticorrosiva. En las muestras de los experimentos
A1, B2 y F11 se puede apreciar que la creciente diferencia entre el límite de alargamiento y la resistencia a la tracción en el material recocido conduce a que el producto de resistencia a la tracción*expansión de orificio ya no alcancen valores suficientes.
Tabla 3
Tabla 4
Claims (13)
1. Procedimiento para la fabricación de un producto plano de acero ultrarresistente, provisto de un revestimiento de protección metálico, que comprende al menos los siguientes pasos de trabajo:
a) la puesta a disposición de un producto plano de acero laminado en caliente, que comprende un acero, que se compone de (en % en peso)
0,1 a 0,5 % de C,
1,0 a 3,0 % de Mn,
0,7 a 2,5 % de Si,
0,05 a 1 % de Cr,
hasta el 0,020 % de P,
hasta el 0,005 % de S,
hasta el 0,008 % de N,
así como, opcionalmente, de uno o varios de los siguientes elementos
0,01 a 1,5 % de AI,
0,05 a 0,5 % de Mo,
0,0004 a 0,001 % de B
así como, opcionalmente de en total del 0,001 a 0,3 % de V, Ti y Nb, y el resto de hierro e impurezas inevitables;
b) el decapado y la laminación en frío del producto plano de acero laminado en caliente, experimentando el producto plano de acero laminado en caliente una reducción de grosor de al menos el 37 %;
c) el calentamiento en dos etapas del producto plano de acero laminado en frío a una temperatura de zona de mantenimiento THZ, que está por encima de la temperatura A3 del acero, realizándose el calentamiento inicialmente a una primera velocidad de calentamiento Theta_H1 de 5 a 50 K/s hasta una temperatura de cambio TW de 200 a 400 °C y, por encima de la temperatura de cambio TW, a una segunda velocidad de calentamiento Theta_H2 de 2 a 10 K/s hasta la temperatura de zona de mantenimiento THZ;
d) el mantenimiento del producto plano de acero a la temperatura de zona de mantenimiento THZ durante una duración tHZ de 5 a 15 s en una atmósfera de horno, que contiene del 3 al 7 % en volumen de hidrógeno, y el resto nitrógeno humedecido con vapor de agua y las impurezas inevitables, estando comprendido el punto de rocío de la atmósfera del horno entre -22 °C y 0 °C;
e) el enfriamiento del producto plano de acero desde la temperatura de zona de mantenimiento THZ hasta una temperatura TLK, que no sea inferior a 150 °C por debajo de la temperatura A3 del acero del producto plano de acero, siendo la duración del enfriamiento de THZ a TLK de al menos 50 s y como máximo de 300 s;
f) el enfriamiento del producto plano de acero desde la temperatura TLK a una velocidad de enfriamiento ThetaQ de al menos 30 K/s hasta una temperatura de parada de enfriamiento TAB, comprendida entre la temperatura de inicio de martensita TMS y una temperatura que es hasta 175 °C inferior a TMS;
g) el mantenimiento del producto plano de acero a la temperatura de parada de enfriamiento TAB durante una duración de 10 a 60 s;
h) el calentamiento del producto plano de acero a una velocidad de calentamiento ThetaB1, que es de como máximo 80 K/s, a una temperatura de tratamiento TB de 450 a 500 °C y el mantenimiento isotérmico opcional del producto plano de acero a la temperatura de tratamiento TB, siendo el tiempo total de tratamiento tBT para el calentamiento y el mantenimiento isotérmico opcional de 10 a 1000 s;
i) el recubrimiento por inmersión en baño fundido del producto plano de acero con un recubrimiento de protección anticorrosiva a base de zinc;
j) el revenido opcional del producto plano de acero recubierto a una temperatura de 500 a 565 °C durante una duración de 10s a 60s;
k) el enfriamiento del producto plano de acero recubierto, a temperatura ambiente con una velocidad de enfriamiento ThetaB2 de al menos 5 K/s.
2. Procedimiento de acuerdo con la reivindicación 1, caracterizado por que el recubrimiento por inmersión en baño fundido se realiza en un baño de masa fundida, que contiene hasta el 2 % en peso de Al, hasta el 2 % en peso de Mg, el resto de zinc e impurezas inevitables.
3. Procedimiento según las reivindicaciones 1 o 2, caracterizado por que el punto de rocío de la atmósfera del horno está comprendido entre -22 °C y -5 °C.
4. Procedimiento según una de las reivindicaciones anteriores, caracterizado por que el calentamiento del producto plano de acero en el paso de trabajo c) y/o el mantenimiento en el paso de trabajo d) se realiza en un horno de tubo radiante.
5. Producto plano de acero ultrarresistente provisto de un revestimiento de protección metálico, caracterizado por que comprende un sustrato de acero, que comprende un acero, que se compone de (en % en peso):
0,1 a 0,5 % de C,
1,0 a 3,0 % de Mn,
0,7 a 2,5 % de Si,
0,05 a 1 % de Cr,
hasta el 0,020 % de P,
hasta el 0,005 % de S,
hasta el 0,008 % de N,
así como, opcionalmente, de uno o varios de los siguientes elementos
0,01 a 1,5 % de AI,
0,05 a 0,5 % de Mo
0,0004 a 0,001 % de B
así como, opcionalmente de en total del 0,001 al 0,3 % de V, Ti y Nb, y, como resto, de hierro e impurezas inevitables,
presentando el elemento plano de acero una estructura que
contiene del 5 al 20 % en volumen de austenita residual,
- menos del 5 % por área de bainita,
- menos del 10 % por área de ferrita,
- al menos el 80 % por área de martensita, de la cual al menos el 75 % por área es martensita revenida,
presentando el producto plano de acero, en la capa límite entre el revestimiento de protección anticorrosiva y el sustrato de acero, una proporción de la suma de Si y Mn con respecto a Cr de acuerdo con la siguiente relación:
1,7 < [(Si Mn)/Cr]_GS < 15
y siendo la proporción de la suma de Si+Mn con respecto a Cr en la capa límite menor que en el material base, de manera que es aplicable:
[(Si Mn) / Cr]_GS < [(Si Mn) / Cr]_GW
con [(Si Mn)/Cr]_GS: proporción de la suma del contenido de Si en % en peso y del contenido de Mn en % en peso con respecto al contenido de Cr en % en peso en la capa límite,
[(Si Mn) / Cr]_GW: proporción de la suma del contenido de Si en % en peso y del contenido de Mn en % en peso con respecto al contenido de Cr en % en peso en el material base,
siendo la capa límite una capa que comenzando por la capa entre la capa de protección anticorrosiva y el material base, en la que el contenido de zinc y el de hierro tienen el mismo valor en % en peso, llega hasta una profundidad de 300 nm en el material base,
presentando el producto plano de acero entre el material base y la capa límite un gradiente de concentración:
[(Si Mn) / Cr]_GS < 0,6*[(Si Mn) / Cr]_GW
y siendo el revestimiento de protección anticorrosiva un revestimiento de protección anticorrosiva a base de zinc.
6. Producto plano de acero de acuerdo con la reivindicación 5, caracterizado por que presenta una resistencia a la tracción Rm de al menos 600 MPa, un límite de alargamiento Rp02 de al menos 400 Mpa y un alargamiento A80 de al menos el 7 %.
7. Producto plano de acero de acuerdo con las reivindicaciones 5 o 6, caracterizado por que presenta una expansión de orificio de al menos el 25 %, un producto de la resistencia a la tracción y la expansión de orificio de al menos 20.000 MPa*% y/o una muy buena adherencia del revestimiento de protección anticorrosiva sobre el sustrato de acero.
8. Producto plano de acero de acuerdo con una de las reivindicaciones 5 a 7, caracterizado por que el revestimiento de protección metálico contiene hasta el 2 % en peso de Al, hasta el 2 % en peso de Mg, el resto de zinc e impurezas inevitables.
9. Producto plano de acero de acuerdo con la reivindicación 8, caracterizado por que el revestimiento de protección metálico contiene del 1 % al 2 % en peso de Al, del 1 al 2 % en peso de Mg, el resto de zinc e impurezas inevitables.
10. Producto plano de acero de acuerdo con una de las reivindicaciones 5 a 7, caracterizado por que el revestimiento de protección metálico contiene hasta el 1 % en peso de Al, el resto de zinc e impurezas inevitables.
11. Producto plano de acero de acuerdo con una de las reivindicaciones 5 a 10, caracterizado por que el contenido en Ti del sustrato de acero es superior a 3,42 veces el contenido de N del sustrato de acero o por que el contenido de Nb del sustrato de acero es superior a 3,42 veces el contenido de N del sustrato de acero.
12. Producto plano de acero de acuerdo con una de las reivindicaciones 5 a 11, caracterizado por que el producto plano de acero presenta en la capa límite entre el revestimiento de protección anticorrosiva y el sustrato de acero una
proporción de la suma de Si y Mn con respecto a Cr [(Si Mn) / Cr]_GS de como máximo 13.
13. Producto plano de acero de acuerdo con una de las reivindicaciones 5 a 12, caracterizado por que el producto plano de acero presenta en la capa límite entre el revestimiento de protección anticorrosiva y el sustrato de acero una proporción de la suma de Si y Mn con respecto a Cr [(Si Mn) / Cr]_GS de al menos 2,5.
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