ES2949979T3 - Lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente, unión soldada por puntos de resistencia y sus procedimientos de fabricación - Google Patents
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Abstract
Chapa de acero de alta resistencia y alta conformabilidad y método de fabricación Chapa de acero laminada en frío y tratada térmicamente, que tiene una composición que comprende, en porcentaje en peso: n0,10%<=C<=0,25%, 3,5%<=Mn<=6,0%, 0,5%<= Si<=2,0%, 0,3%<=Al<=1,2%, con Si+Al>=0,8%, 0,10%<=Mo<=0,50%, S<=0,010%, P<=0,020%, N<=0,008%, dicha lámina de acero laminada en frío que tiene una microestructura compuesta, en fracción superficial: entre 10% y 45% de ferrita, que tiene un tamaño medio de grano de como máximo 1,3 mm, siendo el producto de la fracción superficial de ferrita por el tamaño medio de grano de la ferrita de como máximo 35 mm%, entre 8% y 30% de austenita retenida, teniendo dicha austenita retenida un contenido de Mn superior a 1,1*Mn%, designando Mn% el contenido de Mn del acero, como máximo 8% de martensita fresca, como máximo 2,5% de cementita y martensita tabicada. (Traducción automática con Google Translate, sin valor legal)
Description
DESCRIPCIÓN
Lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente, unión soldada por puntos de resistencia y sus procedimientos de fabricación
[0001] La presente invención se refiere a una lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente, a una unión soldada por puntos de resistencia y a sus procedimientos de fabricación.
[0002] Para fabricar diversos equipos, tales como piezas de elementos estructurales de la carrocería y paneles de la carrocería para vehículos automóviles, se conoce el uso de láminas hechas de aceros DP (fase dual) o aceros TRIP (plasticidad inducida por transformación).
[0003] Para reducir el peso de los automóviles con el fin de mejorar su eficiencia en consumo de combustible, en vista de la conservación global del medio ambiente, es deseable tener láminas que tengan un límite elástico y una resistencia a la tracción mejorados. Sin embargo, dichas láminas también deben tener una buena ductilidad y una buena conformabilidad y, más específicamente, una buena expandibilidad.
[0004] Con el fin de resolver este problema, se sabe que se producen láminas mediante un procedimiento llamado de templado y partición, donde las láminas se enfrían desde una temperatura de recocido, hasta una temperatura de templado por debajo del punto de transformación Ms, y a continuación se calientan hasta una temperatura de partición y se mantienen a esta temperatura durante un tiempo determinado. Las láminas de acero resultantes tienen una estructura que comprende martensita y austenita retenida, y opcionalmente bainita y/o ferrita.
[0005] El documento WO 2017/108959 A1 describe un procedimiento de producción de una lámina de acero recubierta de alta resistencia con una resistencia a la tracción de al menos 1100 MPa, un alargamiento total de al menos el 12 %, de tal manera que el producto de la resistencia a la tracción por el alargamiento total es de al menos 14200 MPa % y una relación de expansión de agujero de al menos el 25 %.
[0006] El documento EP 2757169 A1 describe un procedimiento de fabricación de una lámina de acero con una resistencia a la tracción de 980 MPa o más y un producto de la resistencia a la tracción por el alargamiento total de 24000 MPa % o más.
[0007] Sin embargo, sigue siendo deseable poder producir una lámina o pieza de acero que tenga una combinación mejorada de resistencia, ductilidad y conformabilidad.
[0008] Especialmente, sigue siendo deseable poder producir una lámina de acero que tenga un límite elástico Ys comprendido entre 1000 MPa y 1300 MPa, una resistencia a la tracción TS comprendida entre 1200 MPa y 1600 MPa, un alargamiento uniforme UE superior o igual al 10 %, un alargamiento total TE superior o igual al 14 %, una relación de expansión de agujero HER de al menos el 20 % y una suma del producto del límite elástico YS por el alargamiento uniforme UE (YS*UE), el producto de la resistencia a la tracción TS por el alargamiento total TE (TS*TE) y el producto de la resistencia a la tracción TS por la relación de expansión de agujero HER (TS x HER), YS*UE TS*TE TS*HER, de al menos 56000 MPa %.
[0009] El límite elástico YS, la resistencia a la tracción TS, el alargamiento uniforme UE y el alargamiento total Te se miden según la norma ISO, ISO 6892-1, publicada en octubre de 2009. Se debe enfatizar que, debido a las diferencias en los procedimientos de medición, en particular debido a las diferencias en las geometrías de la muestra utilizada, los valores del alargamiento total TE según la norma ISO son significativamente diferentes, y en particular, son más bajos, que los valores del alargamiento total medidos según la norma JIS Z 2241, utilizando una muestra según la norma JIS Z 2201-05. La relación de expansión de agujero HER se mide según la norma ISO 16630:2009. Debido a las diferencias en los procedimientos de medición, los valores de la relación de expansión de agujero HER según la norma ISO 16630:2009 son muy diferentes y no son comparables con los valores de la relación de expansión de agujero X según la norma JFS T 1001 (Norma de la Federación de hierro y acero de Japón).
[0010] Con este fin, la invención se refiere a una lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente según la reivindicación 1.
[0011] La lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente es preferentemente según una o más de las reivindicaciones 2 a 8.
[0012] La invención se refiere además a una unión soldada por puntos de resistencia según la reivindicación 9.
[0013] Preferentemente, la unión soldada por puntos de resistencia es preferentemente según una o más de las reivindicaciones 10 y 11.
[0014] La invención se refiere también a un procedimiento de fabricación de una lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente según la reivindicación 12.
[0015] Preferentemente, el procedimiento cumple con las características de una o más de las reivindicaciones 13 a 20.
[0016] La invención también se refiere a un procedimiento de producción de una unión soldada por puntos de al menos dos láminas de acero según la reivindicación 21.
[0017] El procedimiento es preferentemente según la reivindicación 22.
[0018] Ahora, la invención se describirá en detalle y se ilustrará mediante ejemplos sin introducir limitaciones.
[0019] En lo sucesivo, Ae1 designa la temperatura de transformación de equilibrio, por debajo de la cual la austenita es completamente inestable, Ae3 designa la temperatura de transformación de equilibrio, por encima de la cual la austenita es completamente estable, Ar3 designa la temperatura a la que comienza la transformación de la austenita en ferrita al enfriarse, Ms designa la temperatura de inicio de la martensita, es decir, la temperatura a la que la austenita comienza a transformarse en martensita al enfriarse, y Mf designa la temperatura de finalización de la martensita, es decir, la temperatura a la que termina la transformación de la austenita en martensita al enfriarse. Para un acero dado, un experto en la materia sabe cómo determinar estas temperaturas a través de ensayos de dilatometría.
[0020] La composición del acero según la invención comprende, en porcentaje en peso:
- 0,10 % < C < 0,25 % para asegurar una resistencia satisfactoria y mejorar la estabilidad de la austenita retenida que es necesaria para obtener un alargamiento suficiente. Preferentemente, el contenido de carbono es superior o igual a 0,15 %. Si el contenido de carbono es demasiado alto, la lámina laminada en caliente es demasiado dura para laminar en frío y la soldabilidad es insuficiente. Si el contenido de carbono es inferior a 0,10 %, la resistencia a la tracción no alcanzará los valores deseados.
- 3,5 % < Mn < 6,0 % para asegurar una resistencia satisfactoria y lograr la estabilización de al menos una parte de la austenita, para obtener un alargamiento suficiente. Especialmente, el mínimo se define para obtener una estructura final que comprenda, en fracción superficial, entre 8 % y 30 % de austenita retenida, que tiene un contenido de Mn superior a 1,1*Mn %, designando Mn % el contenido de Mn del acero. Por debajo del 3,5 %, la estructura final comprende una fracción de austenita retenida insuficiente y un contenido de Mn insuficiente en la austenita retenida, por lo que no se logra la combinación deseada de ductilidad y resistencia. El máximo se define para evitar tener problemas de segregación que son perjudiciales para la ductilidad. Preferentemente, el contenido de manganeso es superior o igual a 3,7 %.
- 0,5 % < Si < 2,0 % y 0,3 % < Al < 1,2 %,, satisfaciendo además los contenidos de silicio y aluminio la siguiente relación: Si+AI >0,8 %.
[0021] Según la invención, Si y Al juntos desempeñan un papel importante: el silicio retarda la precipitación de la cementita al enfriarse por debajo de la temperatura de transformación de equilibrio Ae3. Por lo tanto, una adición de Si ayuda a estabilizar una cantidad suficiente de austenita retenida. El Si proporciona además un refuerzo de la solución sólida y retarda la formación de carburos durante la redistribución de carbono desde martensita a austenita resultante de una etapa de recalentamiento inmediato y mantenimiento realizada después de una transformación martensítica parcial. Con un contenido demasiado alto, los óxidos de silicio se forman en la superficie, lo que perjudica la capacidad de recubrimiento del acero. Por lo tanto, el contenido de Si es inferior o igual a 2,0 %.
[0022] El aluminio es un elemento muy efectivo para desoxidar el acero en la fase líquida durante su elaboración. Además, Al es un elemento gammágeno que aumenta las temperaturas Ae1 y Ae3 del acero. Por lo tanto, debido a la adición de al menos un 0,3 % de Al, el dominio intercrítico (es decir, entre Ae1 y Ae3) se encuentra en un intervalo de temperatura que favorece la división de Mn en la austenita, como se describe en más detalles a continuación. El contenido de Al no es superior a 1,2 % con el fin de evitar la aparición de inclusiones, evitar problemas de oxidación y asegurar la capacidad de endurecimiento del material.
[0023] Además, al igual que el Si, el Al estabiliza la austenita retenida. Los efectos de Si y Al sobre la estabilización de la austenita retenida son similares. Cuando los contenidos de Si y Al son tales que Si+Al > 0,8 %, se obtiene una estabilización satisfactoria de la austenita, lo que hace posible de este modo conseguir las microestructuras deseadas.
- 0,10 % < Mo < 0,50 %. El molibdeno aumenta la capacidad de endurecimiento, estabiliza la austenita retenida, lo que reduce la descomposición de la austenita durante la partición y reduce la segregación central que puede dar como resultado el alto contenido de manganeso y que es perjudicial para la relación de expansión de agujero. Además, Mo ayuda a refinar la estructura. Por encima del 0,50 %, la adición de Mo es costosa e ineficaz en vista de las propiedades que se buscan.
- Opcionalmente 0,01 % < Cr < 1,0 % para retardar la disolución de carburos y estabilizar la austenita retenida. Se
permite un máximo del 1,0 % de cromo, por encima, se observa un efecto de saturación, y la adición de Cr es tanto inútil como costosa.
- Opcionalmente 0,010 % < Nb < 0,080 %, con el fin de refinar los granos de austenita durante el laminado en caliente, y proporcionar un refuerzo de la precipitación. Un contenido de niobio del 0,010 % al 0,080 % permite obtener un límite elástico, un alargamiento y una relación de expansión de agujero satisfactorios. Por encima del 0,080 %, la ductilidad y la relación de expansión de agujero no son satisfactorias.
- Opcionalmente 0,010 % < Ti < 0,080 %. Especialmente, se puede añadir titanio en un contenido entre 0,010 % y 0,080 % además de boro para proteger el boro contra la formación de BN.
[0024] Cada uno de los contenidos de Nb y Ti no es superior a 0,080 % con el fin de limitar el endurecimiento del acero a altas temperaturas proporcionadas por estos elementos, lo que dificultaría la producción de chapas delgadas debido al aumento de las fuerzas de laminación en caliente.
[0025] Opcionalmente, 0,010 % < V < 0,30 % con el fin de proporcionar un refuerzo de la precipitación. Si el contenido de vanadio es superior a 0,30 %, el vanadio consumirá el carbono formando carburos y/o carbonitruros y esto ablandará la martensita. Además, la ductilidad del acero según la invención se verá afectada.
[0026] Opcionalmente 0,0005 % < B < 0,004 % con el fin de aumentar la capacidad de templado del acero.
[0027] El resto de la composición del acero es hierro e impurezas resultantes de la fundición. A este respecto, Ni, Cu, S, P y N al menos se consideran elementos residuales que son impurezas inevitables. Por lo tanto, su contenido es inferior a 0,05 % para el Ni, 0,03 % para el Cu, 0,010 % para el S, 0,020 % para el P y 0,008 % para el N.
[0028] Preferentemente, la composición del acero es tal que el acero tiene un equivalente de carbono Ceq inferior o igual a 0,4 %, siendo el equivalente de carbono definido como Ceq = C % Si %/55 Cr %/20 Mn %/19 -Al %/18 2,2*P % - 3,24*B % - 0,133*Mn % * Mo %.
[0029] Con un equivalente de carbono inferior a 0,4 %, la soldabilidad por puntos de la lámina de acero es muy buena. Además, a pesar de los bajos contenidos de elementos de adición requeridos para lograr un equivalente de carbono inferior a 0,4 %, la lámina de acero de la invención y su procedimiento de fabricación permiten lograr propiedades mecánicas muy altas.
[0030] Por tanto, según la invención, se pueden lograr propiedades mecánicas muy altas y una soldabilidad por puntos muy buena.
[0031] A continuación se describirá la microestructura de la lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente según la invención.
[0032] La lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente tiene una estructura que consiste en, en fracción superficial:
- entre 10 % y 45 % de ferrita, que tiene un tamaño de grano promedio de como máximo 1,3 μm, siendo el producto de la fracción superficial de ferrita por el tamaño de grano promedio de la ferrita de como máximo 35 μm %, - entre 8 % y 30 % de austenita retenida, teniendo dicha austenita retenida un contenido promedio de Mn superior a 1,1*Mn %, designando el Mn % el contenido de Mn del acero,
- como máximo 8 % de martensita fresca,
- como máximo 2,5 % de cementita y
- martensita particionada.
[0033] Estas fracciones superficiales y el tamaño de grano se determinan mediante el siguiente procedimiento: se corta una muestra de la laminación en frío y se trata térmicamente, se pule y se graba con un reactivo conocido en sí, para poner de manifiesto la microestructura. La sección se examina posteriormente mediante microscopio óptico o electrónico de barrido, por ejemplo, con un microscopio electrónico de barrido con una pistola de emisión de campo ("FEG-SEM") con un aumento superior a 5000x, acoplado a un dispositivo de difracción de retrodispersión de electrones ("EBSD") y a un microscopio electrónico de transmisión (TEM).
[0034] La determinación de la fracción superficial de cada constituyente (martensita particionada, martensita fresca, ferrita y austenita) se realiza con análisis de imágenes a través de un procedimiento conocido en sí. La fracción de austenita retenida se determina, por ejemplo, mediante difracción de rayos X (XRD).
[0035] La ferrita en la estructura es ferrita intercrítica.
[0036] Si la fracción de ferrita es inferior a 10 %, la relación de expansión de agujero HER no alcanza el 20 %. Si la fracción de ferrita es superior a 45 %, no se alcanza una resistencia a la tracción de al menos 1200 MPa.
[0037] La ferrita tiene un tamaño de grano promedio de como máximo 1,3 μm. Además, el producto de la fracción superficial de ferrita, expresada en %, y el tamaño promedio de los granos de ferrita, expresado en μm, es como máximo de 35 μm %.
[0038] El tamaño de grano promedio de como máximo 1,3 μm y el producto de la fracción superficial de ferrita y el tamaño de grano promedio de los granos de ferrita de como máximo 35 μm % permiten alcanzar una relación de expansión de agujero HER de al menos 20 %, un límite elástico de al menos 1000 MPa y una suma YS*UE TS*TE TS*HER de al menos 56000 MPa %.
[0039] La microestructura de la lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente incluye al menos un 8 % de austenita que, a temperatura ambiente, es austenita retenida. Cuando está presente en una fracción superficial de al menos un 8 %, la austenita retenida contribuye a aumentar la ductilidad.
[0040] La austenita retenida está enriquecida en manganeso. Especialmente, la austenita retenida tiene un contenido promedio de Mn superior o igual a 1,1*Mn %, donde Mn designa el contenido de Mn en la composición de acero. Este enriquecimiento en Mn estabiliza la austenita retenida.
[0041] La austenita retenida también está generalmente enriquecida en carbono. Especialmente, la austenita retenida tiene un contenido promedio de C de al menos 0,4 %, preferentemente comprendido entre 0,4 % y 1,0 %. Este enriquecimiento en C estabiliza adicionalmente la austenita.
[0042] El contenido de C en la austenita retenida se determina, por ejemplo, determinando la fracción de austenita retenida y los parámetros de la red mediante un análisis de difracción de rayos X (XRD), con un refinamiento de Rietveld (Rietveld, H., "A profile refinement method for nuclear and magnetic structures", Journal of applied Crystallography, 2(2), 65-71, 1969). El contenido de C en la austenita retenida se determina a continuación mediante el uso de las fórmulas de Dyson y Holmes (D. J. Dyson, y B. Holmes: "Effect of alloying additions on the lattice parameter austenite", Journal of the Iron and Steel Institute, 1970, 208, 469-474).
[0043] La austenita retenida tiene generalmente forma de islas, siendo el tamaño promedio de las islas de austenita retenida inferior a 500 nm.
[0044] Una fracción superficial de al menos 8 % de austenita retenida, que tiene un contenido de Mn superior a 1,1*Mn %, permite obtener una combinación de alta ductibilidad y alta resistencia.
[0045] De hecho, el enriquecimiento de la austenita retenida con Mn proporciona una alta estabilización de la austenita, de modo que cuando la lámina de acero se somete a una deformación, la austenita retenida se deforma tanto por deslizamiento de dislocaciones individuales como por maclado mecánico.
[0046] La estructura puede comprender hasta 2,5 % de cementita. En una realización, la estructura comprende como máximo un 1 %, y aún preferentemente como máximo un 0,3 % de cementita.
[0047] El tamaño promedio de las partículas de cementita en la estructura final es generalmente inferior a 50 nm.
[0048] La martensita particionada está presente como listones alargados finos, orientados dentro de los granos de austenita anteriores. La martensita particionada tiene un contenido promedio de C estrictamente inferior al contenido nominal de C del acero.
[0049] La martensita fresca puede estar presente en la estructura, con una fracción superficial, sin embargo, de como máximo 8 %. De hecho, una fracción de martensita fresca superior a 8 % conduciría a una relación de expansión de agujero HER según la norma ISO 16630:2009 inferior a 20 %.
[0050] La martensita particionada se puede distinguir de la martensita fresca en una sección pulida y grabada con un reactivo conocido en sí mismo, por ejemplo, reactivo Nital, observado por microscopía electrónica de barrido (SEM) y difracción de retrodispersión de electrones (EBSD).
[0051] La martensita, incluida la martensita particionada y la martensita fresca, si las hay, comprende una pequeña cantidad de carburos. Especialmente, la densidad superficial de los carburos en la martensita, cuya área superficial es superior a 10x60 nm2, es generalmente inferior o igual a 0,05*106/mm2
[0052] A continuación se describirá un procedimiento de producción de una lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente como se describió anteriormente.
[0053] La lámina laminada en caliente que tiene un espesor entre 2 y 6 mm se puede producir mediante el colado de un acero que tenga una composición como se mencionó anteriormente para obtener un desbaste plano, el
recalentamiento del desbaste plano a una temperatura Trecaientamiento comprendida entre 1150 °C y 1300 °C, y la laminación en caliente del desbaste plano recalentado, siendo la temperatura de laminación final superior a Ar3, para obtener un acero laminado en caliente.
[0054] La temperatura de laminación final es preferentemente de como máximo 1000 °C, para evitar el engrosamiento de los granos austeníticos.
[0055] A continuación, el acero laminado en caliente se enfría, a una velocidad de enfriamiento comprendida, por ejemplo, entre 1 °C/s y 50 °C/s, y se bobina a una temperatura comprendida entre 20 °C y 600 °C.
[0056] Después de bobinado, la lámina tiene una estructura que puede comprender bainita, martensita y austenita retenida.
[0057] Después del bobinado, la lámina se decapa.
[0058] A continuación, la lámina de acero laminada en caliente se recuece con el fin de mejorar la capacidad de laminación en frío y la tenacidad de la lámina de acero laminada en caliente, y con el fin de proporcionar una lámina de acero laminada en caliente y recocida que sea adecuada para producir una lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente que tenga altas propiedades mecánicas, en particular una alta resistencia y una alta ductilidad.
[0059] Especialmente, la lámina de acero laminada en caliente se recuece a una primera temperatura de recocido Ta1 y durante un primer tiempo de recocido tA1 controlado para obtener una estructura, al final de este primer recocido, que consiste en, en fracción superficial:
- al menos 67 % de ferrita, con un tamaño promedio inferior a 4 μm,
- como máximo 30 % de austenita retenida,
- como máximo 2 % de martensita fresca y
- como máximo 3 % de cementita.
[0060] Tener al menos un 67 % de ferrita, con un tamaño de grano ferrítico promedio de como máximo 4 μm permite producir una lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente que tiene una estructura muy fina y, por lo tanto, propiedades mecánicas muy altas.
[0061] Una fracción de martensita fresca de como máximo el 2 % permite lograr una alta tenacidad de la lámina de acero laminada en caliente y recocida.
[0062] Además, una fracción de cementita de como máximo el 3 % implica que la disolución de cementita se facilita durante el recocido subsecuente de la lámina de acero laminada en frío, mejorando por lo tanto la ductilidad y la resistencia durante las etapas de procesamiento adicionales.
[0063] Los inventores han descubierto que esta estructura se logra si el recocido de la lámina de acero laminada en caliente se realiza a una primera temperatura de recocido Ta1 comprendida entre 500 °C y TA1máx, siendo TA1máx la temperatura a la que se crea como máximo el 30 % de austenita tras el calentamiento, y durante un primer tiempo de recocido tA1 comprendido entre 3 s y 50000 s. El primer tiempo de recocido tA1 es el tiempo de mantenimiento a la primera temperatura de recocido Ta1, y no incluye el tiempo de calentamiento a esta primera temperatura de recocido Ta1.
[0064] Si la primera temperatura de recocido Ta1 es inferior a 500 °C y/o el primer tiempo de recocido tA1 es inferior a 3 s, el reblandecimiento a través de la recuperación de la microestructura es insuficiente, de modo que la dureza de la lámina de acero laminada en caliente y recocida será demasiado alta, lo que provocará una capacidad de laminación en frío deficiente de la lámina.
[0065] Si la primera temperatura de recocido Ta1 es superior a TA1máx, se creará una fracción de austenita demasiado alta durante el primer recocido, de modo que la fracción de martensita fresca en la lámina de acero laminada en caliente y recocida será superior a 2 %, y la fracción de austenita retenida en la lámina de acero laminada en caliente y recocida puede ser superior a 30 %.
[0066] Si el primer tiempo de recocido tA1 es superior a 50000 s, la microestructura se engrosa, de modo que el tamaño de grano ferrítico promedio en la lámina de acero laminada en caliente y recocida es superior a 4 μm.
[0067] La austenita que puede crearse durante el primer recocido está enriquecida en Mn, especialmente tiene un contenido promedio de Mn de al menos 1,5*Mn %. Este enriquecimiento en Mn es resultado de la partición de manganeso en la austenita durante el mantenimiento a la primera temperatura de recocido Ta1. Por lo tanto, esta austenita se estabiliza, de modo que la estructura de la lámina de acero laminada en caliente y recocida comprende hasta un 30 % de austenita retenida, que generalmente tiene un contenido promedio de Mn superior a 1,5*Mn %, y
comprende como máximo un 2 % de martensita fresca.
[0068] En una primera realización, el primer recocido es un recocido discontinuo.
[0069] En esta realización, el primer recocido se realiza preferentemente para obtener una estructura de la lámina de acero laminada en caliente y recocida que consiste en, en fracción superficial:
- al menos 75 % de ferrita, con un tamaño promedio inferior a 4 μm,
- como máximo 10 % de austenita retenida,
- como máximo 2 % de martensita fresca y
- como máximo 3 % de cementita,
teniendo la austenita retenida un contenido promedio de Mn superior a 1,5*Mn %, designando Mn % el contenido de Mn del acero.
[0070] Los inventores han descubierto que dicha estructura se consigue si la primera temperatura de recocido Tai está comprendida entre 500 °C y 670 °C, y el primer tiempo de recocido tA1 está comprendido entre 1000 s y 50000 s.
[0071] La primera temperatura de recocido Ta1 es inferior a 670 °C con el fin de limitar el engrosamiento de la estructura. Por encima de 670 °C, se obtendrá un tamaño de grano ferrítico promedio superior a 4 μm en la lámina de acero laminada en caliente y recocida.
[0072] En la primera realización, el primer tiempo de recocido tA1 es de al menos 1000 s, para lograr un reblandecimiento suficiente. Por debajo de 1000 s, la dureza de la lámina de acero laminada en caliente y recocida será demasiado alta, lo que provoca una capacidad de laminación en frío deficiente de la lámina.
[0073] En la primera realización, la austenita que puede crearse durante el primer recocido está enriquecida en Mn, especialmente tiene un contenido promedio de Mn de al menos 1,5*Mn %. Este enriquecimiento en Mn es resultado de la partición de manganeso en la austenita durante el mantenimiento a la primera temperatura de recocido Ta1.
[0074] Por lo tanto, esta austenita se estabiliza, de modo que la estructura de la lámina de acero laminada en caliente y recocida comprende hasta el 10 % de austenita retenida, que tiene un contenido promedio de Mn superior a 1,5*Mn %, y comprende como máximo el 2 % de martensita fresca.
[0075] En una segunda realización, el primer recocido es un recocido continuo.
[0076] En esta segunda realización, el primer recocido se realiza preferentemente para obtener una estructura de la lámina de acero laminada en caliente y recocida que consiste en, en fracción superficial:
- al menos 67 % de ferrita, con un tamaño promedio inferior a 4 μm,
- como máximo 30 % de austenita retenida,
- como máximo 2 % de martensita fresca,
- como máximo 1 % de cementita,
las partículas de cementita, si las hay, teniendo un tamaño promedio inferior a 150 nm.
[0077] En esta segunda realización, la primera temperatura de recocido Ta1 está comprendida preferentemente entre 650 °C y una temperatura de recocido continuo máxima TiCAmáx, que es la temperatura a la que se crea el 30 % de austenita tras el calentamiento.
[0078] Además, el primer tiempo de recocido tA1 está comprendido entre 3 s y 500 s.
[0079] Si la primera temperatura de recocido Ta1 es inferior a 650 °C, el reblandecimiento a través de la microestructura es insuficiente, de modo que la dureza de la lámina de acero laminada en caliente y recocida será demasiado alta, lo que provoca una capacidad de laminación en frío deficiente de la lámina.
[0080] Si la primera temperatura de recocido Ta1 es superior a TiCAmáx, se creará una fracción demasiado alta de austenita durante el recocido continuo, lo que puede dar como resultado una estabilización insuficiente de la austenita, de modo que la fracción de martensita fresca en la lámina de acero laminada en caliente y recocida será superior al 2 %.
[0081] Además, en la segunda realización, si el primer tiempo de recocido tA1 es superior a 500 s, la microestructura se engrosa, de modo que el tamaño de grano ferrítico promedio en la lámina de acero laminada en caliente y recocida es superior a 4 μm.
[0082] En esta segunda realización, la austenita que puede crearse durante el primer recocido también se enriquece en Mn, especialmente tiene un contenido de Mn de al menos 1,5*Mn %.
[0083] Por tanto, esta austenita está fuertemente estabilizada, de modo que se creará como máximo un 2 % de martensita fresca tras el enfriamiento. Por lo tanto, la austenita retenida en la lámina de acero laminada en caliente y recocida generalmente tiene un contenido promedio de Mn de al menos 1,5*Mn %.
[0084] A continuación, la lámina de acero laminada en caliente y recocida se decapará opcionalmente.
[0085] La lámina de acero laminada en caliente y recocida a continuación se laminó en frío para obtener una lámina de acero laminada en frío que tiene un espesor entre 0,7 mm y 3 mm, por ejemplo, en el intervalo de 0,8 mm a 2 mm.
[0086] La relación de reducción de laminación en frío está comprendida preferentemente entre 20 % y 80 %. Por debajo del 20 %, no se favorece la recristalización durante el tratamiento térmico posterior, lo que puede perjudicar la ductilidad de la lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente. Por encima del 80 %, existe el riesgo de agrietamiento de los bordes durante la laminación en frío.
[0087] A continuación, la lámina de acero laminada en frío se trata térmicamente en una línea de recocido continuo.
[0088] El tratamiento térmico comprende las etapas de:
- recalentar la lámina de acero laminada en frío a una segunda temperatura de recocido Ta2 comprendida entre Ae1 y Ae3 para obtener, tras el recocido, una estructura que comprende entre 55 % y 90 % de austenita y entre 10 % y 45 % de ferrita, y mantener la lámina de acero laminada en frío a la segunda temperatura de recocido Ta2 durante un tiempo de mantenimiento tA2.
[0089] Un experto en la materia sabe cómo determinar Ae1 y Ae3 y la segunda temperatura de recocido Ta2 adecuada para lograr la estructura deseada tras el recocido para cada composición de acero, a partir de ensayos de dilatometría.
[0090] La velocidad de recalentamiento Vr a la segunda temperatura de recocido Ta2 está comprendida preferentemente entre 1 °C/s y 200 °C/s.
[0091] Durante este recocido, se disuelve la cementita que puede estar presente en la estructura.
[0092] Especialmente, debido al contenido de Al en la composición de acero, la temperatura de recocido para lograr, tras el recocido, una estructura que comprende entre 55 % y 90 % de austenita y entre 10 % y 45 % de ferrita, está en un intervalo de temperaturas que favorece la disolución de carburos.
[0093] Este intervalo de temperaturas también favorece la partición de Mn en la austenita durante el mantenimiento a esta temperatura.
[0094] Después del mantenimiento de la lámina a la segunda temperatura de recocido, la estructura de la lámina de acero consiste, por lo tanto, en del 55 % al 90 % de austenita, enriquecida en Mn, y del 10 % al 45 % de ferrita.
[0095] Si la segunda temperatura de recocido es tal que la estructura obtenida tras el recocido contiene menos del 10 % de ferrita, la fracción de ferrita en la estructura final es insuficiente para lograr el alargamiento y la relación de expansión de agujero deseados. Además, el enriquecimiento de austenita con Mn es insuficiente para estabilizar la austenita retenida.
- Si la segunda temperatura de recocido es tal que la estructura obtenida tras el recocido contiene más del 45 % de ferrita, la fracción de ferrita en la estructura final es demasiado alta para lograr la resistencia a la tracción deseada. Además, la disolución de carburos es insuficiente, lo que da lugar a un engrosamiento de la estructura final, especialmente a un tamaño de grano promedio de la ferrita superior a 1,3 μm y un producto de la fracción superficial de ferrita y el tamaño de grano promedio de los granos de ferrita superior a 35 μm %.
[0096] El tiempo de mantenimiento tA2 a la segunda temperatura de recocido Ta2 está comprendido entre 30 s y 500 s.
- Si el tiempo de mantenimiento tA2 es inferior a 30 s, se consigue una estabilización insuficiente de la austenita con Mn y una disolución insuficiente de los carburos. Un tiempo de mantenimiento tA2 mayor de 500 s conduciría
a un engrasamiento de la estructura. Especialmente, un tiempo de mantenimiento tA2 mayor de 500 s conduciría a un tamaño de grano promedio de la ferrita mayor de 1,3 μm y un producto de la fracción de superficie de la ferrita y el tamaño de grano promedio de los granos de ferrita mayor de 35 μm %, de modo que no se lograrían las propiedades deseadas, especialmente la relación de expansión de agujero, el límite elástico y la suma YS*UE TS*TE TS x HER deseados.
- templar la lámina de acero laminada en frío a una velocidad de enfriamiento Vc comprendida entre 1 °C/s y 100 °C/s para evitar la formación de perlita al enfriarse, a una temperatura de templado QT más baja que el punto de transformación Ms de la austenita. La temperatura de templado QT está comprendida entre 20°C y Ms-50°C. Para cada composición particular del acero y cada estructura, un experto en la materia sabe cómo determinar el punto de inicio de transformación Ms de la austenita por dilatometría. La temperatura de 20 °C es generalmente superior a Mf+20 °C.
[0097] Durante esta etapa de templado, la austenita se transforma parcialmente en martensita.
[0098] La temperatura de templado QT se selecciona preferentemente para obtener, justo después del templado, una estructura que consiste en entre 8 % y 38 % de austenita, entre 10 % y 45 % de ferrita, de 12 % a 82 % de martensita y posiblemente cementita.
[0099] Un experto en la materia sabe cómo determinar la temperatura de templado adaptada para obtener una estructura deseada.
[0100] Si la temperatura de templado QT es inferior a 20 °C, la fracción de la martensita particionada en la estructura final es demasiado alta para estabilizar una cantidad suficiente de austenita retenida superior a un 8 %. Además, si la temperatura de templado QT es superior a Ms-50 °C, la fracción de martensita particionada en la estructura final es demasiado baja para obtener la resistencia a la tracción deseada.
- opcionalmente, mantener la lámina templada a la temperatura de templado QT durante un tiempo de mantenimiento comprendido entre 2 s y 200 s, preferentemente entre 3 s y 7 s, para evitar la formación de carburos épsilon en martensita, que daría como resultado una disminución en el alargamiento del acero.
- recalentar la lámina de acero laminada en frío a una temperatura de partición Tp comprendida entre 350 °C y 500 °C, y mantener la lámina de acero laminada en frío a dicha temperatura de partición Tp durante un tiempo de partición tp comprendido entre 3 s y 1000 s.
[0101] Durante esta etapa de partición, el carbono se dispersa desde la martensita a la austenita, logrando así un enriquecimiento en C de la austenita.
[0102] Si la temperatura de partición Tp es superior a 500 °C o inferior a 350 °C, el alargamiento del producto final no es satisfactorio.
- opcionalmente, recubrir por inmersión en caliente la lámina en un baño a una temperatura inferior o igual a 480 °C. Se puede utilizar cualquier tipo de recubrimiento y, en particular, zinc o aleaciones de zinc, como zinc-níquel, zincmagnesio o aleaciones de zinc-magnesio-aluminio, aluminio o aleaciones de aluminio, por ejemplo, aluminio-silicio. - inmediatamente después de la etapa de partición, o después de la etapa de recubrimiento por inmersión en caliente, si se realiza, enfriar la lámina de acero laminada en frío a la temperatura ambiente, para obtener una lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente . La velocidad de enfriamiento es preferentemente superior a 1 °C/s, por ejemplo, comprendida entre 2 °C/s y 20 °C/s.
[0103] Durante esta etapa de enfriamiento, parte de la austenita puede transformarse en martensita fresca. Sin embargo, la fracción superficial de la martensita fresca permanece menor o igual al 8 %, debido a la estabilización de la austenita con C y/o Mn.
- opcionalmente, después del enfriamiento a temperatura ambiente, si no se ha realizado la etapa de recubrimiento por inmersión en caliente, la lámina puede recubrirse mediante procedimientos electroquímicos, por ejemplo, electrogalvanización, o a través de cualquier procedimiento de recubrimiento al vacío, como PVD o deposición por chorro de vapor. Se puede utilizar cualquier tipo de recubrimiento y, en particular, zinc o aleaciones de zinc, como aleaciones de zinc-níquel, zinc-magnesio o zinc-magnesio-aluminio. Opcionalmente, después del recubrimiento mediante electrogalvanización, la lámina puede someterse a desgasificación.
- opcionalmente, después de enfriarse hasta la temperatura ambiente y el recubrimiento opcional, la lámina puede someterse a un tratamiento de revenido adicional, a una temperatura comprendida entre 150 °C y 450 °C, durante un tiempo de mantenimiento comprendido entre 1 y 20 minutos (a mayor temperatura, menor será el tiempo de mantenimiento). Este tratamiento de revenido está destinado a mejorar la conformabilidad de la lámina.
[0104] Este procedimiento de fabricación permite obtener una estructura final, es decir, después de la partición y el enfriamiento a temperatura ambiente, que consiste en, en fracción superficial:
- entre 10 % y 45 % de ferrita,
- entre 8 % y 30 % de austenita retenida,
- como máximo 8 % de martensita fresca,
- martensita particionada, y
- como máximo 2,5 % de cementita.
[0105] La ferrita es ferrita intercrítica.
[0106] La presencia de ferrita intercrítica en la estructura, en lugar de ferrita que podría haberse creado durante el enfriamiento por debajo de la segunda temperatura de recocido Ta2, (en lo sucesivo ferrita de transformación) permite lograr el enriquecimiento de Mn de la austenita durante este segundo recocido. De hecho, la presencia de ferrita de transformación en lugar de ferrita intercrítica implicaría que no podría tener lugar una estabilización suficiente de la austenita retenida con Mn durante el segundo recocido, de modo que no se lograrían las propiedades deseadas, especialmente el alargamiento total deseado.
[0107] La ferrita tiene un tamaño de grano promedio de como máximo 1,3 μm. Además, el producto de la fracción superficial de ferrita, expresada en %, y el tamaño promedio de los granos de ferrita, expresado en μm, es como máximo de 35 μm %.
[0108] Este tamaño de grano promedio es resultado de la estructura fina de la lámina de acero laminada en caliente y recocida, y del tratamiento térmico posterior, especialmente la deformación de la lámina durante la laminación en frío y la recristalización posterior.
[0109] La austenita retenida se enriquece en Mn, resultando este enriquecimiento especialmente de la partición del Mn de la ferrita a la austenita durante el mantenimiento a la segunda temperatura de recocido Ta2. Especialmente, este enriquecimiento en Mn es resultado del hecho de que el recocido intercrítico en Ta2 se realiza en un intervalo de temperaturas que favorece la difusión de Mn de la ferrita a la austenita. Por lo tanto, el contenido de Mn en la austenita retenida es superior al 1,1*Mn %.
[0110] La austenita retenida se enriquece generalmente en C, resultando este enriquecimiento de la partición de carbono de la martensita a la austenita durante el mantenimiento a la temperatura de partición Tp.
[0111] El contenido promedio de C en la austenita retenida es generalmente de al menos el 0,4 %, preferentemente comprendido entre el 0,4 % y el 1,0 %.
[0112] La austenita retenida tiene forma de islas, siendo el tamaño promedio de las islas de austenita retenida inferior a 500 nm.
[0113] La martensita particionada se crea al enfriarse por debajo de la temperatura de transformación Ms después del segundo recocido, y el posterior calentamiento y mantenimiento a una temperatura de partición TP comprendida entre 350°C y 500°C.
[0114] La martensita particionada tiene un contenido promedio de C estrictamente inferior al contenido nominal de C del acero. Este bajo contenido de C es resultado de la partición del carbono de la martensita, creado tras el enfriamiento por debajo de la temperatura Ms del acero, a la austenita, durante el mantenimiento a la temperatura de partición Tp.
[0115] La martensita fresca puede crearse al enfriar desde la temperatura de partición Tp hasta la temperatura ambiente. Sin embargo, debido a la estabilización de la austenita retenida con Mn, la fracción de martensita fresca en la estructura es inferior o igual al 8 %.
[0116] La martensita, incluida la martensita particionada y la martensita fresca, si las hay, comprende una pequeña cantidad de carburos. Especialmente, la densidad superficial de los carburos en la martensita, cuya área superficial es superior a 10x60 nm2, es generalmente inferior o igual a 0,05*106/mm2.
[0117] Esta pequeña cantidad de carburos en la martensita es resultado de la partición de C de la martensita a la austenita durante el mantenimiento a la temperatura de partición Tp. Esta pequeña cantidad de carburos contribuye a obtener una alta combinación de resistencia a la tracción y alargamiento total.
[0118] De hecho, cuanto menor es la cantidad de carburos, menor es la fracción de carbono y manganeso bajo la forma de carburos, y mayor es la fracción de carbono y manganeso en la austenita. Por el contrario, una densidad superficial de carburos en la martensita cuya área superficial es superior a 10x60 nm2 mayor que 0,05*106/mm2 implicaría que la austenita no contiene cantidades suficientes de carbono y manganeso y no está suficientemente estabilizada.
[0119] Se puede crear una pequeña fracción de cementita tras el enfriamiento a partir de la temperatura de recocido y durante la partición. Sin embargo, la fracción de cementita en la estructura final permanecerá, en cualquier caso, por debajo del 2,5 %. Generalmente, la fracción de cementita en la estructura final es inferior a 1 %, y preferentemente inferior a 0,3 %.
[0120] Además, el tamaño promedio de las partículas de cementita en la estructura final es generalmente inferior a 150 nm.
[0121] Si el primer recocido es un recocido continuo, la estructura final comprende como máximo 0,3 % de cementita, teniendo las partículas de cementita, si las hay, un tamaño promedio inferior a 50 nm. De hecho, el recocido continuo provoca la creación de una fracción muy baja de cementita, teniendo la lámina de acero laminada en caliente y recocida una fracción de cementita de como máximo 1 %. Además, las partículas de cementita son muy finas, siendo el tamaño de partícula promedio de como máximo 150 nm. Por lo tanto, la cementita se disuelve completamente o casi completamente durante el recocido posterior a la segunda temperatura de recocido.
[0122] Se obtienen láminas de acero que tienen un límite elástico YS comprendido entre 1000 MPa y 1300 MPa, una resistencia a la tracción TS comprendida entre 1200 MPa y 1600 MPa, un alargamiento uniforme UE superior o igual a 10 %, un alargamiento total TE superior o igual a 14 %, una relación de expansión de agujero HER de al menos el 20 % y una suma del producto del límite elástico YS por el alargamiento uniforme UE (YS*UE), el producto de la resistencia a la tracción TS por el alargamiento total TE (Ts *TE) y el producto de la resistencia a la tracción TS por la relación de expansión de agujero HER (TS x HER), YS*UE TS* TE TS*HER, de al menos 56000 MPa %. Generalmente, el límite elástico del producto x alargamiento uniforme (YS x UE) es de al menos 11000 MPa % y la resistencia a la tracción del producto x alargamiento total (TS x TE) es de al menos 19000 MPa %.
[0123] Otro objeto de la invención es un conjunto soldado que comprende una primera lámina de acero y una segunda lámina de acero soldadas entre sí mediante soldadura por puntos de resistencia. La primera lámina de acero es una lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente según la invención, y la segunda lámina de acero puede ser según la invención o tener una composición diferente. Especialmente, las láminas de acero primera y segunda pueden tener las mismas composiciones o composiciones diferentes, y el mismo espesor o diferentes espesores.
[0124] El conjunto soldado se fabrica produciendo las láminas de acero primera y segunda, y soldando por puntos de resistencia las láminas de acero primera y segunda.
[0125] Las soldaduras por puntos de resistencia que unen la primera lámina de acero a la segunda lámina de acero se caracterizan por una alta resistencia en el ensayo de tracción cruzada que se define por un valor alfa de al menos 50 daN/mm2, y preferentemente de al menos 70 daN/mm2, especialmente después de un tratamiento térmico posterior a la soldadura.
[0126] En este caso, el valor alfa designa la carga máxima en el ensayo cruzado dividida por el diámetro de la soldadura y el espesor. Es una carga normalizada para la soldadura por puntos resistente expresada en daN/mm2. Ejemplos:
[0127] Como ejemplos y comparación, se han fabricado láminas hechas de composiciones de aceros según la tabla I, expresándose los contenidos en porcentaje en peso.
[0128] En esta Tabla, "res." significa que el elemento sólo está presente como un residuo, y que no se realizó ninguna adición voluntaria de este elemento.
[0129] Las temperaturas de transformación de los aceros Ae1 y Ae3 se midieron por dilatometría, y también se informan en la Tabla I.
En esta tabla, los valores subrayados no son según la invención.
Tabla I
[0130] Los aceros se colaron para obtener lingotes. Los lingotes se recalentaron a una temperatura Trecaientamiento de 1250 °C, se laminaron en caliente a una temperatura superior a Ar3 para obtener un acero laminado en caliente y se decaparon.
[0131] A continuación, los aceros laminados en caliente se bobinaron a una temperatura Tbobina de 450 °C o 20 °C, se sometieron a recocido discontinuo o se sometieron a recocido continuo a una primera temperatura de recocido Ta1 durante un tiempo tA1, obteniendo de este modo láminas de acero laminadas en caliente y recocidas.
[0132] Los análisis microestructurales se realizaron en muestras tomadas de las láminas de acero laminadas en caliente y recocidas.
[0133] Las láminas de acero laminadas en caliente y recocidas se decaparon y se laminaron en frío con una relación de reducción de laminación en frío del 50 % para obtener láminas laminadas en frío que tienen un espesor de 1,2 mm.
[0134] Las láminas laminadas en frío se recalentaron a una segunda temperatura de recocido Ta2 a una velocidad de calentamiento Vr=10 °C/s y se mantuvieron a la segunda temperatura de recocido Ta2 durante un tiempo de mantenimiento tA2.
[0135] Las láminas laminadas en frío se templaron a continuación a una velocidad de enfriamiento Vc=5 °C/s hasta una temperatura de templado QT y se mantuvieron a la temperatura QT durante un tiempo hasta= 3 s.
[0136] Las láminas se recalentaron a continuación a una temperatura de partición Tp y se mantuvieron a la temperatura de partición Tp durante un tiempo de partición tp, a continuación se enfriaron inmediatamente a la temperatura ambiente.
[0137] Las condiciones de tratamiento se informan en la Tabla II.
[0138] En esta Tabla, la columna "Tipo de recocido" indica si el recocido realizado fue un recocido discontinuo o un recocido continuo.
Tabla II
[0139] En la Tabla II, los valores subrayados no son según la invención.
[0140] Las microestructuras de las láminas de acero laminadas en caliente y recocidas se informan en la Tabla III.
Tabla III
[0141] En la Tabla III, Fy es la fracción superficial de la austenita, expresada en porcentaje, Fa es la fracción superficial de la ferrita, expresada en porcentaje, y Da es el tamaño de los granos de ferrita promedio, en micrómetros.
[0142] Las microestructuras de las láminas de acero laminadas en frío y tratadas térmicamente se analizaron mediante observación con un microscopio electrónico de barrido con una pistola de emisión de campo ("FEG-SEM") con un aumento superior a 5000x, acoplado a un dispositivo de difracción de retrodispersión de electrones ("EBSD") y a un microscopio electrónico de transmisión (TEM).
[0143] Las microestructuras de las láminas de acero laminadas en frío y tratadas térmicamente se informan en la Tabla IV. En esta tabla:
- Fy designa la fracción superficial de austenita retenida, en porcentaje,
- Dy es el tamaño promedio de las islas de austenita retenida, expresado en nm,
- Fa designa la fracción superficial de la ferrita, expresada en porcentaje,
- Da es el tamaño de grano promedio de la ferrita, en μm,
- Fa* Da es el producto de la fracción superficial de ferrita en %, por el tamaño promedio de la ferrita en μm, - FM es la fracción superficial de la martensita fresca, expresada en porcentaje,
- PM es la fracción superficial de la martensita particionada, expresada en porcentaje,
- dc es la densidad superficial de los carburos en martensita que tiene una superficie superior a 10x60 nm2, expresada en 106/mm2
Tabla IV
[0144] En esta Tabla, los valores subrayados no son según la invención. "n.d." significa "no determinado", y "NA" significa "no aplicable".
[0145] Además, se determinó el contenido promedio de Mn en la austenita retenida de los ejemplos I1A a I1D e I2A a I4A. Todos estos ejemplos tienen un contenido promedio de Mn superior a 1,1*Mn %.
[0146] La fracción de cementita para estos ejemplos I1A a I1D e I2A a I4A es inferior a 2,5 %.
[0147] También se determinaron las propiedades mecánicas de las láminas de acero laminadas en frío y tratadas térmicamente. Especialmente, el límite elástico YS, la resistencia a la tracción TS, el alargamiento uniforme UE y el alargamiento total Te se midieron según la norma ISO, ISO 6892-1, publicada en octubre de 2009. La relación de expansión de agujero HER se midió según la norma ISO 16630:2009.
[0148] Las propiedades mecánicas se informan en la Tabla V.
Tabla V
[0149] En esta Tabla, los valores subrayados no son según la invención. "n.d." significa "no determinado".
[0150] Los Ejemplos I1A-I1D y I2A-I4A se fabricaron a partir de aceros según la invención, y se produjeron mediante un procedimiento de fabricación según la invención. Todos estos ejemplos tienen un límite elástico YS comprendido entre 1000 MPa y 1300 MPa, una resistencia a la tracción TS comprendida entre 1200 MPa y 1600 MPa, un alargamiento uniforme UE de al menos el 10 %, un alargamiento total TE medido según la norma ISO, ISO 6892 1, de al menos el 14 %, una relación de expansión de agujero HER, medida según la norma ISO 16630:2009, de al menos el 20 %, y una suma YS*UE TS*t E+ TS*HER superior a 56000 MPa %.
[0151] Por el contrario, el ejemplo I1E, aunque está fabricado de un acero que tiene una composición según la invención, se sometió a un segundo recocido a una segunda temperatura de recocido igual a Ae3. Como resultado, la estructura final de la lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente no comprende ferrita, de modo que no se logran los alargamientos uniformes y totales deseados.
[0152] El ejemplo I4B también se fabricó de un acero que tenía una composición según la invención, pero se recoció de forma discontinua a una temperatura de 680 °C. Como consecuencia, el tamaño de grano de ferrita de la lámina de acero laminada en caliente después del recocido discontinuo es superior a 4 μm. Por lo tanto, la lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente tiene una estructura en la que el tamaño de grano promedio de la ferrita es superior a 1,3 |jm y el producto Fa* Da de la fracción superficial de ferrita en el tamaño promedio de la ferrita en nm es superior a 35 μm %. Como resultado, el límite elástico del ejemplo I4B es inferior a 1000 MPa.
[0153] Además, los ejemplos R1A, R2B y R4A se produjeron a partir de aceros que comprenden menos del 0,3 % de Al y menos del 0,1 % de Mo. Como consecuencia, la temperatura Ae3 de estos aceros era demasiado baja para permitir realizar el segundo recocido en un intervalo de temperaturas que favoreciera el enriquecimiento de la austenita con Mn, mientras se creaba una estructura, tras el recocido, que comprendía del 10 % al 45 % de ferrita y del 55 % al 90 % de austenita. Por lo tanto, aunque el acero se recoció con una segunda temperatura de recocido Ta2 de 775 °C, es decir, inferior a las segundas temperaturas de recocido de los ejemplos según la invención, la estructura comprendía más del 90 % de austenita y menos del 10 % de ferrita tras el recocido, de modo que la estructura final contiene menos del 10 % de ferrita.
[0154] Además, esta segunda temperatura de recocido Ta2 de 775 °C ni siquiera fue suficiente para permitir la difusión significativa de Mn a la austenita. Debido a la alta fracción de austenita creada tras el recocido y a la baja difusión de Mn a esta austenita, la austenita no se enriqueció suficientemente en Mn durante el segundo recocido. Como resultado, las estructuras finales de los ejemplos R1A, R2B y R4A comprenden más del 8 % de martensita fresca.
[0155] Debido a la fracción de ferrita demasiado baja y a la fracción de martensita fresca demasiado alta, los límites elásticos YS de los ejemplos R1A, R2B y R4A son inferiores a 1000 MPa y sus relaciones de expansión de agujero HER son inferiores al 20 %. Además, los alargamientos totales TE de los ejemplos R1A y R4A no alcanzan el 14 %.
[0156] El ejemplo R2A se produjo con las mismas condiciones que el ejemplo R2B, excepto por la temperatura de templado, que fue menor, por ejemplo, R2A (120 °C) que, por ejemplo, R2B (140 °C). Como consecuencia, el ejemplo R2A comprende más martensita particionada y menos de 8 % de martensita fresca. No obstante, la fracción de ferrita permanece inferior al 10 %, de modo que se logra una relación de expansión de agujero HER inferior al 20 % y una suma YS*UE TS* TE+ TS*HER inferior a 56.000 MPa %.
[0157] Los ejemplos R3A y R3B se produjeron a partir de un acero que no comprende Mo. Como consecuencia, el tamaño de grano de ferrita en la estructura final es superior a 1,3 μm, y la resistencia a la tracción no alcanza 1200 MPa.
[0158] El ejemplo R4B se produjo a partir de un acero que comprendía menos del 0,3 % de Al y menos del 0,1 % de Mo. Como consecuencia, la temperatura Ae3 de este acero era demasiado baja para permitir realizar el segundo recocido en un intervalo de temperaturas que favoreciera el enriquecimiento de la austenita con Mn, mientras se creaba una estructura, tras el recocido, que comprendía del 10 % al 45 % de ferrita y del 55 % al 90 % de austenita. Por lo tanto, aunque el acero se recoció con una segunda temperatura de recocido Ta2 de 775 °C, es decir, inferior a las segundas temperaturas de recocido de los ejemplos según la invención, la estructura comprendía más del 90 % de austenita y menos del 10 % de ferrita tras el recocido, de modo que la estructura final contiene menos del 10 % de ferrita.
[0159] Debido a la fracción de ferrita demasiado baja, la relación de expansión de agujero HER del ejemplo R4B es inferior al 20 %.
[0160] Los ejemplos R5A y R5B se produjeron a partir de un acero que comprendía más de 1,0 % de Al y nada de Mo.
[0161] El ejemplo R5A se recoció a 830 °C, de modo que la estructura final contiene más del 45 % de ferrita. Además, debido a la ausencia de Mo en el acero, el producto de la fracción superficial de ferrita, por el tamaño de grano promedio de la ferrita es superior a 35 μm %. Como consecuencia, no se consigue ninguna de las propiedades deseadas.
[0162] R5B se recoció a una segunda temperatura de recocido más alta (860 °C), de modo que la estructura final contiene menos del 45 % de ferrita. Sin embargo, el producto de la fracción superficial de la ferrita, por el tamaño de grano promedio de la ferrita sigue siendo superior a 35 μm %. Como consecuencia, no se logran la resistencia a la tracción y el límite elástico deseados, y la suma YS*UE Ts*TE+ TS*HER sigue siendo inferior a 56.000 MPa %.
[0163] Además, los inventores evaluaron la soldabilidad de las láminas de acero obtenidas con las condiciones de fabricación descritas anteriormente.
[0164] Especialmente, se realizaron ensayos de soldadura por puntos de resistencia en algunas de las láminas de acero. Las láminas de acero laminadas en frío y tratadas térmicamente producidas en diversas condiciones de ensayo se soldaron por puntos de resistencia con una fuerza de soldadura de 400 daN.
[0165] Se realizaron ensayos de tracción cruzada y se determinó el valor alfa.
[0166] En este caso, el valor alfa designa la carga máxima en el ensayo cruzado dividida por el diámetro de la soldadura y el espesor. Es una carga normalizada para la soldadura por puntos resistente expresada en daN/mm2.
[0167] Los parámetros y los resultados se informan en la Tabla VI, donde:
- "Condición de ensayo" designa la lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente en la que se realizó el ensayo de soldadura por puntos de resistencia,
- "alfa" designa el valor alfa, es decir, la carga máxima en el ensayo cruzado dividida por el diámetro de la soldadura y el espesor, expresado en daN/mm2.
Tabla VI
[0168] Los ejemplos I1B, I2B, I3B e I4A están fabricados de aceros que tienen una composición según la invención, y se produjeron con condiciones de fabricación correspondientes a la invención. Como consecuencia, las soldaduras por puntos de resistencia producidas por soldadura por puntos de resistencia de estas láminas tienen una alta ductilidad, caracterizada por un valor alfa de al menos 50 daN/mm2 antes de cualquier tratamiento térmico posterior a la soldadura.
[0169] Las láminas de acero laminadas en frío y tratadas térmicamente según la invención y fabricadas según la invención se pueden usar con beneficio para la fabricación de piezas estructurales o de seguridad de vehículos.
[0170] La fracción de cementita para estos ejemplos I1A a I1D e I2A a I4A es inferior a 2,5 %.
[0171] También se determinaron las propiedades mecánicas de las láminas de acero laminadas en frío y tratadas térmicamente. Especialmente, el límite elástico YS, la resistencia a la tracción TS, el alargamiento uniforme UE y el alargamiento total Te se midieron según la norma ISO, ISO 6892-1, publicada en octubre de 2009. La relación de expansión de agujero HER se midió según la norma ISO 16630:2009.
[0172] Las propiedades mecánicas se informan en la Tabla V.
Tabla V
[0173] En esta Tabla, los valores subrayados no son según la invención. "n.d." significa "no determinado".
[0174] Los Ejemplos I1A-I1D y I2A-I4A se fabricaron a partir de aceros según la invención, y se produjeron mediante un procedimiento de fabricación según la invención. Todos estos ejemplos tienen un límite elástico YS comprendido entre 1000 MPa y 1300 MPa, una resistencia a la tracción TS comprendida entre 1200 MPa y 1600 MPa, un alargamiento uniforme UE de al menos el 10 %, un alargamiento total TE medido según la norma ISO, ISO 6892 1, de al menos el 14 %, una relación de expansión de agujero HER, medida según la norma ISO 16630:2009, de al menos el 20 %, y una suma YS*UE TS*t E+ TS*HER superior a 56000 MPa %.
[0175] Por el contrario, el ejemplo I1E, aunque está fabricado de un acero que tiene una composición según la invención, se sometió a un segundo recocido a una segunda temperatura de recocido igual a Ae3. Como resultado, la estructura final de la lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente no comprende ferrita, de modo que no se logran los alargamientos uniformes y totales deseados.
[0176] El ejemplo I4B también se fabricó de un acero que tenía una composición según la invención, pero se recoció de forma discontinua a una temperatura de 680 °C. Como consecuencia, el tamaño de grano de ferrita de la lámina de acero laminada en caliente después del recocido discontinuo es superior a 4 μm. Por lo tanto, la lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente tiene una estructura en la que el tamaño de grano promedio de la ferrita es superior a 1,3 |jm y el producto Fa* Da de la fracción superficial de ferrita en el tamaño promedio de la ferrita en nm es superior a 35 μm %. Como resultado, el límite elástico del ejemplo I4B es inferior a 1000 MPa.
[0177] Además, los ejemplos R1A, R2B y R4A se produjeron a partir de aceros que comprenden menos del 0,3 % de Al y menos del 0,1 % de Mo. Como consecuencia, la temperatura Ae3 de estos aceros era demasiado baja para permitir realizar el segundo recocido en un intervalo de temperaturas que favoreciera el enriquecimiento de la austenita con Mn, mientras se creaba una estructura, tras el recocido, que comprendía del 10 % al 45 % de ferrita y del 55 % al 90 % de austenita. Por lo tanto, aunque el acero se recoció con una segunda temperatura de recocido Ta2 de 775 °C, es decir, inferior a las segundas temperaturas de recocido de los ejemplos según la invención, la estructura comprendía más del 90 % de austenita y menos del 10 % de ferrita tras el recocido, de modo que la estructura final contiene menos del 10 % de ferrita.
[0178] Además, esta segunda temperatura de recocido Ta2 de 775 °C ni siquiera fue suficiente para permitir la difusión significativa de Mn a la austenita. Debido a la alta fracción de austenita creada tras el recocido y a la baja difusión de Mn a esta austenita, la austenita no se enriqueció suficientemente en Mn durante el segundo recocido. Como resultado, las estructuras finales de los ejemplos R1A, R2B y R4A comprenden más del 8 % de martensita fresca.
[0179] Debido a la fracción de ferrita demasiado baja y a la fracción de martensita fresca demasiado alta, los límites elásticos YS de los ejemplos R1A, R2B y R4A son inferiores a 1000 MPa y sus relaciones de expansión de agujero HER son inferiores al 20 %. Además, los alargamientos totales TE de los ejemplos R1A y R4A no alcanzan el 14 %.
[0180] El ejemplo R2A se produjo con las mismas condiciones que el ejemplo R2B, excepto por la temperatura de templado, que fue menor, por ejemplo, R2A (120 °C) que, por ejemplo, R2B (140 °C). Como consecuencia, el ejemplo R2A comprende más martensita particionada y menos de 8 % de martensita fresca. No obstante, la fracción de ferrita permanece inferior al 10 %, de modo que se logra una relación de expansión de agujero HER inferior al 20 % y una suma YS*UE TS* TE+ TS*HER inferior a 56.000 MPa %.
[0181] Los ejemplos R3A y R3B se produjeron a partir de un acero que no comprende Mo. Como consecuencia, el tamaño de grano de ferrita en la estructura final es superior a 1,3 μm, y la resistencia a la tracción no alcanza 1200 MPa.
[0182] El ejemplo R4B se produjo a partir de un acero que comprendía menos del 0,3 % de Al y menos del 0,1 % de Mo. Como consecuencia, la temperatura Ae3 de este acero era demasiado baja para permitir realizar el segundo recocido en un intervalo de temperaturas que favoreciera el enriquecimiento de la austenita con Mn, mientras se creaba una estructura, tras el recocido, que comprendía del 10 % al 45 % de ferrita y del 55 % al 90 % de austenita. Por lo tanto, aunque el acero se recoció con una segunda temperatura de recocido Ta2 de 775 °C, es decir, inferior a las segundas temperaturas de recocido de los ejemplos según la invención, la estructura comprendía más del 90 % de austenita y menos del 10 % de ferrita tras el recocido, de modo que la estructura final contiene menos del 10 % de ferrita.
[0183] Debido a la fracción de ferrita demasiado baja, la relación de expansión de agujero HER del ejemplo R4B es inferior al 20 %.
[0184] Los ejemplos R5A y R5B se produjeron a partir de un acero que comprendía más de 1,0 % de Al y nada de Mo.
[0185] El ejemplo R5A se recoció a 830 °C, de modo que la estructura final contiene más del 45 % de ferrita. Además, debido a la ausencia de Mo en el acero, el producto de la fracción superficial de ferrita, por el tamaño de grano promedio de la ferrita es superior a 35 μm %. Como consecuencia, no se consigue ninguna de las propiedades deseadas.
[0186] R5B se recoció a una segunda temperatura de recocido más alta (860 °C), de modo que la estructura final contiene menos del 45 % de ferrita. Sin embargo, el producto de la fracción superficial de la ferrita, por el tamaño de grano promedio de la ferrita sigue siendo superior a 35 μm %. Como consecuencia, no se logran la resistencia a la tracción y el límite elástico deseados, y la suma YS*UE TS*TE+ TS*HER sigue siendo inferior a 56.000 MPa %.
[0187] Además, los inventores evaluaron la soldabilidad de las láminas de acero obtenidas con las condiciones de fabricación descritas anteriormente.
[0188] Especialmente, se realizaron ensayos de soldadura por puntos de resistencia en algunas de las láminas de acero. Las láminas de acero laminadas en frío y tratadas térmicamente producidas en diversas condiciones de ensayo se soldaron por puntos de resistencia con una fuerza de soldadura de 400 daN.
[0189] Se realizaron ensayos de tracción cruzada y se determinó el valor alfa.
[0190] En este caso, el valor alfa designa la carga máxima en el ensayo cruzado dividida por el diámetro de la soldadura y el espesor. Es una carga normalizada para la soldadura por puntos resistente expresada en daN/mm2 [0191] Los parámetros y los resultados se informan en la Tabla VI, donde:
- "Condición de ensayo" designa la lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente en la que se realizó el ensayo de soldadura por puntos de resistencia,
- "alfa" designa el valor alfa, es decir, la carga máxima en el ensayo cruzado dividida por el diámetro de la soldadura y el espesor, expresado en daN/mm2.
Tabla VI
[0192] Los ejemplos I1B, I2B, I3B e I4A están fabricados de aceros que tienen una composición según la invención, y se produjeron con condiciones de fabricación correspondientes a la invención. Como consecuencia, las soldaduras por puntos de resistencia producidas por soldadura por puntos de resistencia de estas láminas tienen una alta ductilidad, caracterizada por un valor alfa de al menos 50 daN/mm2 antes de cualquier tratamiento térmico posterior a la soldadura.
[0193] Las láminas de acero laminadas en frío y tratadas térmicamente según la invención y fabricadas según la invención se pueden usar con beneficio para la fabricación de piezas estructurales o de seguridad de vehículos.
Claims (22)
1. Lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente, hecha de un acero que tiene una composición que comprende, en porcentaje en peso:
0,10 % < C < 0,25 %;
3,5 % < Mn < 6,0 %;
0,5 % < Si < 2,0 %;
0,3 % < Al < 1,2 %
con Si+Al > 0,8 %
0,10 % < Mo < 0,50 %,
S < 0,010 %
P < 0,020 %,
N < 0,008 %,
y opcionalmente uno o más elementos seleccionados de entre Cr, Ti, Nb, V y B, de modo que:
0,01% < Cr < 1,0 %
0,010 % < Ti < 0,080 %
0,010 % < Nb < 0,080 %
0,010 % < V < 0,30 %
0,0005 % < B < 0,004 %,
el resto de la composición siendo hierro e impurezas inevitables resultantes de la fundición, teniendo dicha lámina de acero laminada en frío una microestructura que consiste en, en fracción superficial:
- entre 10 % y 45 % de ferrita, que tiene un tamaño de grano promedio de como máximo 1,3 μm, siendo el producto de la fracción superficial de ferrita por el tamaño de grano promedio de la ferrita de como máximo 35 μm %,
- entre 8 % y 30 % de austenita retenida, teniendo dicha austenita retenida un contenido de Mn superior a 1,1*Mn %, designando el Mn % el contenido de Mn del acero,
- como máximo 8 % de martensita fresca,
- como máximo 2,5 % de cementita y
- martensita particionada,
teniendo la lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente un límite elástico YS comprendido entre 1000 MPa y 1300 MPa, una resistencia a la tracción TS comprendida entre 1200 MPa y 1600 MPa, un alargamiento uniforme UE de al menos el 10 %, un alargamiento total TE, medido según la norma ISO, ISO 6892-1, de al menos el 14 %, una relación de expansión de agujero HER, medida según la norma ISO 16630:2009, de al menos el 20 %, y una suma del producto del límite elástico YS por el alargamiento uniforme UE (YS*UE), el producto de la resistencia a la tracción TS por el alargamiento total TE (TS*TE), y el producto de la resistencia a la tracción TS por la relación de expansión de agujero HER (TS x HER), YS*UE TS*TE TS*HER, de al menos 56000 MPa %.
2. La lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente según la reivindicación 1, donde la austenita retenida tiene un contenido promedio de C de al menos 0,4 %.
3. La lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente según cualquiera de las reivindicaciones 1 o 2, donde dicha martensita fresca y dicha martensita particionada comprenden carburos, siendo la densidad superficial de carburos cuya área superficial es superior a 10x60nm2 inferior a 0,05*106/mm2.
4. La lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente según cualquiera de las reivindicaciones 1 a 3, donde la austenita retenida tiene forma de islas, teniendo las islas de austenita retenida un tamaño promedio inferior a 500 nm.
5. La lámina de acero laminada en frío y recocida según cualquiera de las reivindicaciones 1 a 4, donde la estructura comprende como máximo 0,3 % de cementita, teniendo las partículas de cementita, si las hay, un tamaño promedio inferior a 50 nm.
6. La lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente según cualquiera de las reivindicaciones 1 a 5, donde la lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente está recubierta con Zn o una aleación de Zn.
7. La lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente según cualquiera de las reivindicaciones 1 a 5, donde la lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente está recubierta con Al o una aleación de Al.
8. La lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente según cualquiera de las reivindicaciones 1
a 7, donde el acero tiene un equivalente de carbono Ceq inferior a 0,4 %, siendo el equivalente de carbono definido como Ceq = C+Si %/55 Cr %/20 Mn %/19 - Al %/18+ 2,2*P % - 3,24*B % - 0,133Mn % * Mo %.
9. Unión soldada por puntos de resistencia de al menos dos láminas de acero, donde al menos una de dichas dos láminas de acero es una lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente según cualquiera de las reivindicaciones 1 a 8.
10. Unión soldada por puntos de resistencia según la reivindicación 9, que tiene un valor alfa, después del tratamiento térmico posterior a la soldadura, de al menos 50 daN/mm2
11. Unión soldada por puntos de resistencia según cualquiera de las reivindicaciones 9 o 10, que tiene un valor alfa de al menos 70 daN/mm2.
12. Procedimiento de fabricación de una lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente, que comprende las etapas sucesivas siguientes:
- colar un acero para obtener un desbaste plano, teniendo dicho acero una composición que comprende, en porcentaje en peso:
0,10 % < C < 0,25 %;
3,5 % < Mn < 6,0 %;
0,5 % < Si < 2,0 %;
0,3 % < Al < 1,2 %
con Si+Al > 0,8 %
0,10 % < Mo < 0,50 %
S < 0,010 %
P < 0,020 %,
N < 0,008 %,
y opcionalmente uno o más elementos seleccionados de entre Cr, Ti, Nb, V y B, de modo que:
0,01% < Cr < 1,0 %
0,010 % < Ti < 0,080 %
0,010 % < Nb < 0,080 %
0,010 % < V < 0,30 %
0,0005 % < B < 0,004 %,
el resto de la composición siendo hierro e impurezas inevitables resultantes de la fundición,
- recalentar el desbaste plano a una temperatura Trecalentamiento comprendida entre 1150 °C y 1300 °C,
- laminar en caliente el desbaste plano recalentado a una temperatura superior a Ar3 para obtener una lámina de acero laminada en caliente,
- bobinar la lámina de acero laminada en caliente a una temperatura Tbobina comprendida entre 20 °C y 600 °C, - recocer la lámina de acero laminada en caliente a una primera temperatura de recocido TA1 comprendida entre 500 °C y TA1 máx, siendo TA1máx la temperatura a la que se crea como máximo el 30 % de austenita tras el calentamiento, siendo la lámina de acero laminada en caliente mantenida a dicha primera temperatura de recocido Ta1 durante un tiempo tA1 comprendido entre 3 s y 50000 s, para obtener una lámina de acero laminada en caliente y recocida,
- laminar en frío la lámina de acero laminada en caliente y recocida para obtener una lámina de acero laminada en frío,
- recalentar la lámina de acero laminada en frío a una segunda temperatura de recocido Ta2 comprendida entre Ae1 y Ae3 y mantener la lámina de acero laminada en frío a la segunda temperatura de recocido Ta2 durante un tiempo de mantenimiento tA comprendido entre 30 s y 500 s, siendo la segunda temperatura de recocido Ta2 determinada a partir de ensayos de dilatometría para obtener, tras el recocido, una estructura que comprende entre 55 y 90 % de austenita y entre 10 % y 45 % de ferrita,
- templar la lámina de acero laminada en frío a una velocidad de enfriamiento Vc comprendida entre 1°C/s y 100°C/s hasta una temperatura de templado QT comprendida entre 20 °C y Ms- 50 °C,
- recalentar la lámina de acero laminada en frío a una temperatura de partición Tp comprendida entre 350 °C y 500 °C, y mantener la lámina de acero laminada en frío a dicha temperatura de partición Tp durante un tiempo de partición tp comprendido entre 3 s y 1000 s,
- enfriar la lámina de acero laminada en frío a la temperatura ambiente, para obtener una lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente.
13. El procedimiento según la reivindicación 12, donde el recocido realizado sobre la lámina de acero laminada en caliente es un recocido discontinuo, estando la primera temperatura de recocido TA1 comprendida entre 500 °C y 670 °C, siendo la lámina de acero laminada en caliente mantenida a dicha primera temperatura de recocido
TA1 durante un tiempo comprendido entre 1000 s y 50000 s.
14. El procedimiento según la reivindicación 12, donde el recocido realizado sobre la lámina de acero laminada en caliente es un recocido continuo, siendo la primera temperatura de recocido Ta1 comprendida entre 650 °C y una temperatura de recocido continuo máxima T|CAmáx, que es la temperatura a la que se crea el 30 % de austenita tras el calentamiento, siendo la lámina de acero laminada en caliente mantenida a dicha primera temperatura de recocido Ta1 durante un tiempo comprendido entre 3 s y 500 s.
15. El procedimiento según cualquiera de las reivindicaciones 12 a 14, donde, entre el mantenimiento a la temperatura de partición Tp y el enfriamiento a la temperatura ambiente, la lámina de acero laminada en frío se recubre por inmersión en caliente en un baño.
16. El procedimiento según cualquiera de las reivindicaciones 12 a 14, donde, después del mantenimiento de la lámina laminada en frío a la temperatura de partición Tp, la lámina laminada en frío se enfría a la temperatura ambiente.
17. El procedimiento según la reivindicación 16, donde, después de la etapa de enfriamiento de la lámina de acero laminada en frío hasta la temperatura ambiente, la lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente se recubre mediante un procedimiento electroquímico o por medio de un procedimiento de recubrimiento al vacío.
18. El procedimiento según cualquiera de las reivindicaciones 15 o 17, donde la lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente está recubierta con Zn o una aleación de Zn.
19. El procedimiento según cualquiera de las reivindicaciones 15 o 17, donde la lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente está recubierta con Al o una aleación de Al.
20. El procedimiento según cualquiera de las reivindicaciones 12 a 19, donde el acero tiene un equivalente de carbono Ceq inferior a 0,4 %, siendo el equivalente de carbono definido como Ceq = C % Si % / 55 Cr %/20 Mn %/19 - Al %/18 2,2*P % - 3,24*B % - 0,133*Mn % * Mo %.
21. Un procedimiento de producción de una unión soldada por puntos de al menos dos láminas de acero, que comprende las etapas de:
- proporcionar una lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente según cualquiera de las reivindicaciones 1 a 8 o producida mediante un procedimiento según cualquiera de las reivindicaciones 12 a 20, - proporcionar una segunda lámina de acero,
- soldar por puntos la lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente en la segunda lámina de acero.
22. El procedimiento según la reivindicación 21, donde la segunda lámina de acero es una lámina de acero laminada en frío y tratada térmicamente según cualquiera de las reivindicaciones 1 a 8 o producida por un procedimiento según una cualquiera de las reivindicaciones 12 a 20.
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