ES2689230T3

ES2689230T3 - Chapa de acero laminado en caliente y método de producción de la misma

Info

Publication number: ES2689230T3
Application number: ES12890068.5T
Authority: ES
Inventors: Daisuke Maeda; Osamu Kawano; Junji Haji; Fuminori Tasaki
Original assignee: Nippon Steel and Sumitomo Metal Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 2012-12-11
Filing date: 2012-12-11
Publication date: 2018-11-12
Anticipated expiration: 2032-12-11
Also published as: CN104838026B; MX2015007274A; EP2933346A4; BR112015013061A2; KR20150086354A; EP2933346B1; US10273566B2; WO2014091554A1; KR101744429B1; US20150315683A1; BR112015013061B1; EP2933346A1; CN104838026A; JPWO2014091554A1; PL2933346T3

Abstract

Una chapa de acero laminado en caliente que consiste en, como composición química, en % en masa: C: de 0,030% a 0,10%; Mn: de 0,5% a 2,5%; Si + Al: de 0,100% a 2,5%; P: 0,04% o menos; S: 0,01% o menos; N: 0,01% o menos; Nb: de 0% a 0,06%; Ti: de 0% a 0,20%; V: de 0% a 0,20%; W: de 0% a 0,5%; Mo: de 0% a 0,40%; Cr: de 0% a 1,0%; Cu: de 0% a 1,2%; Ni: de 0% a 0,6%; B: de 0% a 0,005%; REM: de 0% a 0,01%; Ca: de 0% a 0,01%; y un resto que consiste en Fe e impurezas, en la que la chapa de acero tiene una microestructura que comprende, por fracción de área, ferrita: 80% o más, martensita: de 3% a 15,0%, y perlita: menos de 3,0%, en la que una densidad numérica de martensita que tiene un diámetro circular equivalente de 3 μm o más en una posición que está a una profundidad de 1/4 del grosor de la chapa de acero desde la superficie de la chapa de acero, es de 5,0 piezas/10.000 μm2 o menos, y se cumple la siguiente Expresión (1), aquí, R es un intervalo medio de martensita (μm) definido por la siguiente Expresión (2), y DM es un diámetro medio de martensita (μm), aquí, VM es una fracción (%) de área de martensita y DM es el diámetro medio de martensita (μm).

Description

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DESCRIPCION

Chapa de acero laminado en caliente y método de producción de la misma

La presente invención se refiere a una chapa de acero laminado en caliente y a un método para producir la misma. Más específicamente, la presente invención se refiere a una chapa de acero laminado en caliente de alta resistencia que tiene una excelente elongación y expansibilidad del agujero y un método para producir la misma.

En los últimos años, debido al creciente interés mundial por el medio ambiente, ha habido una fuerte demanda en el campo de la automoción para reducir la emisión de dióxido de carbono y mejorar el consumo de combustible. Para resolver estas tareas, la reducción de peso de la carrocería de un vehículo puede ser muy efectiva, y se promueve la aplicación de una chapa de acero de alta resistencia para conseguir la reducción de peso. Actualmente, una chapa de acero laminado en caliente que tiene una resistencia a la tracción de una clase de 440 MPa se usa a menudo en partes de suspensión de automóviles. Sin embargo, para conseguir la reducción de peso de una carrocería de vehículo, se desea la aplicación de una chapa de acero que tenga una mayor resistencia.

Muchos miembros de suspensión de un automóvil tienen una forma complicada para asegurar una alta rigidez. En consecuencia, se aplican múltiples tipos de trabajos tales como rebabado, rebordeado elástico y elongación durante la conformación en la prensa, y de este modo, se requiere la trabajabilidad que responda a este tipo de trabajos en la chapa de acero laminado en caliente como material. Generalmente, la trabajabilidad del rebabado y la trabajabilidad de rebordeado elástico tienen una correlación con un porcentaje de expansión del agujero medido en un ensayo de expansión del agujero, y se han avanzado muchos estudios para incrementar el porcentaje de expansión del agujero hasta este momento.

Aunque el acero de doble fase (denominado de aquí en adelante "acero DP") que consiste en ferrita y martensita tiene alta resistencia y excelente elongación, la expansibilidad del agujero del mismo es baja. Esto se debe a que aparecen altas cantidades de deformación y tensión en la ferrita cerca de la martensita con formación debido a una gran diferencia en la resistencia entre la ferrita y la martensita y de este modo se generan grietas. A partir de este hallazgo, se ha desarrollado una chapa de acero laminado en caliente con un mejorado porcentaje de expansión del agujero realizada reduciendo la diferencia de resistencia entre las estructuras.

En el documento JP 2003-193190 A, se propone una chapa de acero que incluye bainita o ferrita bainítica como fase primaria para asegurar la resistencia y mejorar significativamente la expansibilidad del agujero de la misma. Cuando se forma acero de una sola estructura, la concentración de deformación y tensión descrita anteriormente no se produce y se puede obtener un alto porcentaje de expansión. Sin embargo, incluso cuando se forma el acero de una sola estructura compuesto de bainita o ferrita bainítica, es difícil asegurar una alta elongación y de este modo no se consiguen fácilmente niveles elevados tanto de elongación como de expansibilidad del agujero.

En los últimos años, se han propuesto chapas de acero en las que se usa ferrita que tiene una excelente elongación como una estructura de acero de una sola estructura y se consigue alta resistencia usando carburos tales como los de Ti y Mo (por ejemplo, consulte el documento JP 2003-089848 A y 3). Sin embargo, la chapa de acero propuesta en JP 2003-089848 A contiene una gran cantidad de Mo y la chapa de acero propuesta en JP 2007-063668 A contiene una gran cantidad de V.

Además, en el documento JP 2004-204326 A, se ha propuesto una chapa de acero de estructura compleja en la que la martensita en acero DP se transforma en bainita y la diferencia de resistencia entre estructuras de ferrita y bainita se reduce para mejorar la expansibilidad del agujero. Sin embargo, cuando se aumenta la fracción de área de la estructura de bainita para asegurar la resistencia, como resultado, es difícil asegurar una alta elongación y de este modo no se consiguen fácilmente altos niveles tanto de elongación como de expansibilidad del agujero. Además, en el documento JP 2007-302918 A, se describe una chapa de acero de alta resistencia que tiene una excelente expansibilidad y conformabilidad del agujero consiguiendo tanto resistencia como expansibilidad del agujero usando ferrita que tiene excelente ductilidad y martensita templada controlando la cantidad de C solido disuelto en ferrita antes del enfriamiento rápido, además de enfriar y templar la martensita después del enfriamiento para conseguir la expansibilidad del agujero y la conformabilidad. Sin embargo, en los últimos años, se ha deseado mejorar aún más el equilibrio entre elongación y expansibilidad del agujero.

El documento WO2012/128228 A1 describe una chapa de acero laminado en caliente y un proceso para la chapa de acero, en el que la chapa de acero laminado en caliente contiene componentes químicos que incluyen por lo menos un elemento seleccionado de Ti, REM y Ca, y tiene una estructura metalográfica que comprende ferrita como fase principal, martensita y/o austenita retenida como segunda fase, y una pluralidad de inclusiones, en el que la longitud total en la dirección de laminación de los grupos de inclusión que tienen cada uno una longitud en la dirección de laminación de 30 pm o más e inclusiones independientes que cada una tiene una longitud en la dirección de laminación de 30 pm o más es de 0-0,25 mm por mm2.

La presente invención es para proporcionar una chapa de acero laminado en caliente de alta resistencia capaz de alcanzar una excelente elongación y expansibilidad del agujero sin contener un elemento caro, y un método para producir la misma.

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Los inventores han realizado una investigación detallada de la relación entre la composición estructural del acero DP que tiene alta resistencia y alta elongación y expansibilidad del agujero, y han examinado un método para mejorar tanto la elongación como la expansibilidad del agujero con respecto al tipo de acero en la técnica relacionada. Como resultado, los inventores han encontrado un método para mejorar la expansibilidad del agujero mientras se mantiene una alta elongación del acero DP controlando el estado de dispersión de la martensita en el mismo. Es decir, se ha encontrado que incluso en una estructura DP en la que la diferencia de resistencia es grande, como en estructuras de ferrita y martensita, y la expansibilidad del agujero es generalmente baja, cuando la relación R/Dm2 ^ 1,00, que se describe más adelante, se satisface controlando la fracción de área de la martensita y el diámetro medio, la expansibilidad del agujero se puede mejorar mientras se mantiene una alta elongación.

La presente invención se realiza basada en los hallazgos anteriores y el objetivo se puede conseguir mediante las características definidas en las reivindicaciones.

Según la presente invención, es posible obtener una chapa de acero laminado en caliente de alta resistencia que tenga excelente elongación y expansibilidad del agujero sin contener un elemento caro, y la presente invención contribuye significativamente a la industria.

La invención se describe en detalle junto con los dibujos, en los que:

La FIG. 1 es un diagrama que muestra la relación entre un diámetro medio de martensita (|jm) Dm y una fracción de área de martensita Vm (%) y los valores numéricos entre paréntesis representan porcentajes (%) de expansión del agujero,

La FIG. 2 es un diagrama que muestra la relación entre R/Dm2 obtenida al dividir un intervalo medio de martensita R entre el cuadrado de un diámetro medio de martensita Dm y un porcentaje (%) de expansión del agujero, y

La FIG. 3 es un diagrama que muestra la relación entre una densidad numérica Nm (piezas/10.000 jm2) de martensita que tienen un diámetro circular equivalente de 3 jm o más en una posición que está a una profundidad de 1/4 del grosor desde la superficie de una chapa de acero, y un porcentaje (%) de expansión del agujero.

El acero DP es una chapa de acero en la que la martensita dura está dispersa en ferrita blanda y se obtienen alta resistencia y alta elongación. Sin embargo, la concentración de deformación y tensión que es el resultado de una diferencia de resistencia entre la ferrita y la martensita ocurre durante la deformación y se forman fácilmente huecos que causan fracturas dúctiles. Por lo tanto, la expansibilidad del agujero es muy baja. Sin embargo, no se ha realizado una investigación detallada del comportamiento de formación de huecos y no siempre ha quedado clara una relación entre la microestructura del acero DP y las fracturas dúctiles.

Aquí, los presentes inventores han realizado una investigación detallada de una relación entre las estructuras y el comportamiento de formación de huecos y una relación entre el comportamiento de formación de huecos y la expansibilidad del agujero en el acero DP que tiene varias composiciones estructurales. Como resultado, se ha encontrado que la expansibilidad del agujero del acero DP se ve significativamente afectada por el estado de dispersión de la martensita, que es una estructura de segunda fase dura. Además, se ha encontrado que cuando un valor obtenido al dividir el intervalo medio de martensita obtenido usando la Expresión (1) entre el cuadrado del diámetro medio de martensita se establece en 1,00 o más, incluso en estructuras que tienen una gran diferencia de resistencia entre las estructuras como el acero DP, se puede obtener alta expansibilidad del agujero.

Las grietas durante la expansión del agujero se generan y se propagan mediante fracturas dúctiles que tienen un proceso elemental de formación, expansión y conexión de huecos. En la estructura que tiene una gran diferencia de resistencia entre estructuras como el acero Dp, se generan altos niveles de concentración de deformación y tensión causados por la martensita dura y de este modo se forman fácilmente huecos y la expansibilidad del agujero es baja.

Sin embargo, cuando se investiga la relación entre la estructura y el comportamiento de formación de huecos y la relación entre el comportamiento de formación de huecos y la expansibilidad del agujero, se ha encontrado que puede haber un caso en el que la formación, el crecimiento y la conexión de huecos se retrasa dependiendo del estado de dispersión de la martensita, que es una segunda fase dura, y se puede obtener una alta expansibilidad del agujero.

Específicamente, se ha encontrado que la formación de huecos se retrasa refinando el tamaño de grano de la martensita. Se cree que esto se debe a que el tamaño de grano de la martensita se reduce y se estrecha una región de concentración de deformación y tensión formada cerca de la martensita. Además, también se ha encontrado que cuando se incrementa un intervalo entre los granos de martensita, que se cambia según la densidad numérica y el diámetro medio de la martensita, la distancia entre los huecos formados usando la martensita como punto de partida y la los huecos no se acoplan fácilmente.

La investigación de la estructura de DP que tiene alta expansibilidad del agujero se ha efectuado en base a los hallazgos anteriores. Como resultado, como se muestra en la FIG. 1 que muestra la relación entre el diámetro medio de martensita (jm) Dm y la fracción de área de martensita Vm (%), se ha encontrado que se puede obtener una expansibilidad alta controlando la fracción de área y el tamaño de grano de la martensita para que caiga dentro de

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un intervalo predeterminado. Además, en la FIG. 1, los valores numéricos entre paréntesis representan porcentajes (%) de expansión del agujero.

Además, se muestra una relación entre R/Dm2 obtenida dividiendo el intervalo medio de martensita R entre el cuadrado de un diámetro medio Dm de martensita y un porcentaje (%) de expansión del agujero. Como se muestra en la FIG. 2, se ha encontrado que R/Dm2 en el lado izquierdo en la siguiente expresión (1) tiene una clara correlación con el porcentaje (%) de expansión del agujero y cuando R/Dm2 es 1,00 o más, se puede obtener alta expansibilidad del agujero incluso en la estructura DP para obtener una chapa de acero laminado en caliente que tiene excelente elongación y expansibilidad del agujero.

imagen1

Aquí, R es un intervalo medio de martensita (pm) definido por la siguiente expresión (2), y Dm es un diámetro medio de martensita (pm).

R = {12,5 x (tc/óVm)0’5 - (2/3)0,5} x Dm ...Expresión (2),

Aquí, Vm es una fracción (%) de área de martensita y Dm es el diámetro medio de martensita (pm).

En la expresión (1), se expresa la dificultad en la formación y conexión de huecos y el intervalo medio de martensita R obtenido de la fracción de área y el diámetro medio de martensita por la expresión (2) se divide entre el cuadrado del diámetro medio de martensita. En la memoria descriptiva, el diámetro medio de martensita se refiere a una media aritmética de martensita que tiene un diámetro circular equivalente de 1,0 pm o más. Esto es debido a que la formación y conexión de huecos no se ve afectada por la martensita que tiene un diámetro circular equivalente de menos de 1,0 pm. A medida que aumenta la distancia entre los granos de martensita, los huecos formados usando martensita como punto de partida no se acoplan fácilmente y la formación y conexión de huecos se suprime refinando la martensita.

La razón para suprimir la conexión de huecos mediante el refinado de la martensita no está clara, pero se cree que la razón es que el crecimiento de huecos se retrasa. Cuando el tamaño de grano de la martensita es pequeño, también se refina el tamaño de los huecos formados usando martensita como punto de partida. Los huecos formados crecen para conectase entre sí. Sin embargo, una relación entre un área superficial de huecos y un volumen de huecos se incrementa con el refinamiento del tamaño de los huecos, es decir, se incrementa la tensión superficial y de este modo se retrasa el crecimiento de huecos.

Sin embargo, como se muestra en la FIG. 3 que muestra la relación entre una densidad numérica Nm (piezas/10.000 pm2) de martensita que tiene un diámetro circular equivalente de 3 pm o más en una posición que está a una profundidad de 1/4 del grosor de la chapa de acero desde la superficie de la chapa de acero y un porcentaje (%) de expansión del agujero, se ha encontrado que incluso en el caso en el que se satisface la Expresión (1), cuando está presente la martensita gruesa, las fracturas locales se propagan y la expansibilidad del agujero se reduce. Para prevenir la expansibilidad del agujero, es necesario que la densidad numérica de la martensita que tiene un diámetro circular equivalente de 3 pm o más a una posición de profundidad que está a una profundidad de 1/4 del grosor de la chapa de acero sea de 5,0 piezas/10.000 pm2 o menos. Además, la FIG. 3 muestra que cuando la densidad numérica (piezas/10.000 pm2) de martensita que tiene un diámetro circular equivalente de 3 pm o más es de 5,0 o más, se reduce la expansibilidad del agujero. En este gráfico, solo se muestran los datos en los que R/Dm2 es 1,00 o más.

De aquí en adelante, se describirá en detalle la composición química de la chapa de acero laminado en caliente de la presente invención. El "%" que representa la cantidad de cada elemento incluido quiere decir % en masa.

(C: de 0,030% a 0,10%)

El C es un elemento importante que contribuye al fortalecimiento formando martensita. Cuando la cantidad de C es menor de 0,030%, es difícil formar martensita. En consecuencia, la cantidad de C se establece en 0,030% o más. La cantidad de C es preferentemente 0,04% o más. Por otra parte, cuando la cantidad de C es más de 0,10%, la fracción de área de martensita se incrementa y la expansibilidad del agujero disminuye. En consecuencia, la cantidad de C se establece en 0,10% o menos. La cantidad de C es preferentemente de 0,07% o menos.

(Mn: de 0,5% a 2,5%)

El Mn es un elemento importante relacionado con el fortalecimiento de la ferrita y la templabilidad. Cuando la cantidad de Mn es inferior al 0,5%, la templabilidad se incrementa y es difícil formar martensita. En consecuencia, la cantidad de Mn se establece en 0,5% o más. La cantidad de Mn es preferentemente 0,8% o más y más preferentemente 1,0% o más. Por otra parte, cuando la cantidad de Mn es más de 2,5%, es difícil formar una cantidad suficiente de ferrita. Por lo tanto, la cantidad de Mn se establece en 2,5% o menos. La cantidad de Mn es preferentemente de 2,0% o menos y más preferentemente de 1,5% o menos.

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(Si + Al: de 0,100% a 2,5%)

El Si y el Al son elementos importantes relacionados con el fortalecimiento de la ferrita y la formación de ferrita. Cuando la cantidad total de Si y Al es menor de 0,100%, la cantidad de ferrita a formar no es suficiente y de este modo es difícil obtener una microestructura deseada. En consecuencia, la cantidad total de Si y Al se establece en 0,100% o más. La cantidad total de Si y Al es preferentemente de 0,5% o más y más preferentemente de 0,8% o más. Por otra parte, cuando la cantidad total de Si y Al es más de 2,5%, los efectos están saturados y los costes se incrementan. Por lo tanto, la cantidad total de Si y Al se establece en 2,5% o menos. La cantidad total de Si y Al es preferentemente del 1,5% o menos y más preferentemente del 1,3% o menos.

Aquí, el Si tiene un alto rendimiento en el fortalecimiento de la ferrita y es capaz de fortalecer de manera más eficaz la ferrita que el Al. Por lo tanto, desde el punto de vista de fortalecer efectivamente la ferrita, la cantidad de Si es preferentemente del 0,30% o más. Más preferentemente, la cantidad de Si es 0,60% o más. Por otra parte, cuando la cantidad de Si es grande, se generan escamas rojas en la superficie de la chapa de acero y la apariencia se deteriora en algunos casos. Por lo tanto, desde el punto de vista de la supresión de la generación de escamas rojas, la cantidad de Si es preferentemente del 2,0% o menos. Más preferentemente, la cantidad de Si es 1,5% o menos.

Dado que el Al tiene una acción de reforzar la ferrita y promover la formación de ferrita como el Si, la cantidad de Si se puede suprimir aumentando la cantidad de Al, y como resultado, la generación de las escamas rojas mencionadas anteriormente se suprime fácilmente. Por lo tanto, desde el punto de vista de la supresión fácil de las escamas rojas, la cantidad de Al es preferentemente 0,010% o más. Más preferentemente, la cantidad de Al es 0,040% o más. Por otra parte, desde el punto de vista del refuerzo de la ferrita como se describe anteriormente, es preferible que la cantidad de Si se incremente. Por consiguiente, desde el punto de vista del fortalecimiento de la ferrita, la cantidad de Al es preferentemente menor de 0,300%. Más preferentemente, la cantidad de Al es menor de 0,200%.

(P: 0,04% o menos)

El P es un elemento que generalmente está contenido como una impureza y cuando la cantidad de P es más de 0,04%, la zona de soldadura está notablemente fragilizada. Por lo tanto, la cantidad de P se establece en 0.04% o menos. El límite inferior de la cantidad de P no está particularmente limitado. Sin embargo, cuando la cantidad de P es menor de 0,0001%, es económicamente desventajoso. Por lo tanto, la cantidad de P es preferentemente de 0,0001% o más.

(S: 0,01% o menos)

El S es un elemento que generalmente está contenido como una impureza y afecta negativamente a la soldabilidad y la productividad durante la colada y la laminación en caliente. En consecuencia, la cantidad de S se establece en 0,01% o menos. Además, cuando está contenida una cantidad excesiva de S, se forma MnS grueso y se reduce la expansibilidad del agujero. De este modo, para mejorar la expansibilidad del agujero, la cantidad de S se reduce preferentemente. El límite inferior de la cantidad de S no está particularmente limitado. Sin embargo, cuando la cantidad de S es menor de 0,0001%, es económicamente desventajoso. Por lo tanto, la cantidad de S es preferentemente 0,0001% o más.

(N: 0,01% o menos)

El N es un elemento que generalmente está contenido como impureza y cuando la cantidad de N es más de 0,01%, se forman nitruros gruesos y se deterioran la flexibilidad y la expansibilidad del agujero. En consecuencia, la cantidad de N se establece en 0,01% o menos. Además, cuando se aumenta la cantidad de N, el N genera agujeros de soplado durante la soldadura y de este modo la cantidad de N se reduce preferentemente. El límite inferior de la cantidad de N no está particularmente limitado y cuanto menos, más preferible. Al establecer la cantidad de N en menos de 0,0005%, los costes de producción se incrementan. Por lo tanto, la cantidad de N es preferentemente 0,0005% o más.

La composición química de la chapa de acero de la presente invención puede contener además Nb, Ti, V, W, Mo, Cr, Cu, Ni, B, REM y Ca como elementos opcionales. Dado que estos elementos están contenidos en el acero como elementos opcionales, los límites inferiores de los mismos no están particularmente definidos.

(Nb: de 0% a 0,06%)

(Ti: de 0% a 0,20%)

El Nb y Ti son elementos relacionados con el refuerzo por precipitación de ferrita. En consecuencia, pueden estar contenidos uno o ambos de estos elementos. Sin embargo, cuando la cantidad de Nb a contener es mayor de 0,06%, la transformación de ferrita se retrasa significativamente y de este modo la elongación se deteriora. En consecuencia, la cantidad de Nb se establece en 0,06% o menos. La cantidad de Nb es preferentemente de 0,03% o menos y más preferentemente de 0,025% o menos. Además, cuando la cantidad de Ti contenida es más de 0,20%, la ferrita se fortalece excesivamente y de este modo no se puede obtener una alta elongación. Por lo tanto, la

cantidad de Ti se establece en 0,20% o menos. La cantidad de Ti es preferentemente de 0,16% o menos y más preferentemente de 0,14% o menos. Para reforzar de forma más fiable la ferrita, la cantidad de Nb es preferentemente de 0,005% o más, más preferentemente 0,01% o más, y particular y preferentemente 0,015% o más. Además, la cantidad de Ti es preferentemente del 0,02% o más, más preferentemente del 0,06% o más, y 5 particular y preferentemente del 0,08% o más.

(V: de 0% a 0,20%)

(W: de 0% a 0,5%)

(Mo: de 0% a 0,40%)

El V, W y Mo son elementos que contribuyen al fortalecimiento del acero. Por consiguiente, el acero puede contener 10 por lo menos un elemento entre estos elementos. Sin embargo, cuando estos elementos están excesivamente contenidos, la formabilidad se deteriora en algunos casos. Por lo tanto, la cantidad de V se establece en 0,20% o menos, la cantidad de W se establece en 0,5% o menos, y la cantidad de Mo se establece en 0,40% o menos. Para obtener un efecto más fiable de incrementar la resistencia del acero, la cantidad de V es preferentemente del 0,02% o más, la cantidad de W es preferentemente del 0,02% o más, y la cantidad de Mo es preferentemente del 0,01% o 15 más.

(Cr: de 0% a 1,0%)

(Cu: de 0% a 1,2%)

(Ni: de 0% a 0,6%)

(B: de 0% a 0,005%)

20 El Cr, Cu, Ni y B son elementos que tienen una acción de incrementar la resistencia del acero. Por consiguiente, el acero puede contener por lo menos un elemento entre estos elementos. Sin embargo, cuando estos elementos están contenidos en exceso, la conformabilidad se deteriora en algunos casos. Por lo tanto, la cantidad de Cr se establece en 1,0% o menos, la cantidad de Cu se establece en 1,2% o menos, la cantidad de Ni se establece en 0,6% o menos y la cantidad de B se establece en 0,005% o menos. Para obtener un efecto más fiable de 25 incrementar la resistencia del acero, la cantidad de Cr es preferentemente del 0,01% o más, la cantidad de Cu es preferentemente del 0,01% o más, la cantidad de Ni es preferentemente del 0,01% o más y la cantidad de B es preferentemente 0,0001% o más.

(REM: de 0% a 0,01%)

(Ca: de 0% a 0,01%)

30 Los REM y Ca son elementos efectivos para controlar la forma de óxidos y sulfuros. Por consiguiente, el acero puede contener por lo menos un elemento entre estos elementos. Sin embargo, cuando estos elementos están contenidos en exceso, la conformabilidad se deteriora en algunos casos. Por lo tanto, la cantidad de REM se establece en 0,01% o menos, y la cantidad de Ca se establece en 0,01% o menos. Para controlar de forma más fiable la forma de óxidos y sulfuros, la cantidad de REM es preferentemente 0,0005% o más, y la cantidad de Ca es 35 preferentemente 0,0005% o más. En la presente invención, REM se refiere a La y elementos en la serie de los lantánidos. El REM se añade en forma de metal misch en muchos casos y hay un caso en el que una combinación de La y elementos en la serie de los lantánidos tales como Ce están contenidos en él. Pueden estar contenidos en él La y Ce metálicos. El resto incluye Fe e impurezas.

De aquí en adelante, la microestructura de la presente invención se describirá en detalle.

40 (Ferrita: 80% o más)

La ferrita es la estructura más importante para asegurar la elongación. Cuando la fracción de área de ferrita es menor de 80%, no se puede realizar una alta elongación del acero DP de la técnica relacionada. En consecuencia, la fracción de área de ferrita se establece en 80% o más. Por otra parte, el límite superior de la fracción de área de ferrita está determinado por la fracción de área de martensita, que se describirá más adelante, y cuando la fracción 45 de área de ferrita es más del 97%, la cantidad de martensita es demasiado pequeña y de este modo es difícil utilizar el fortalecimiento por medio de la martensita. Incluso cuando se usa otro método, por ejemplo, un método para aumentar la cantidad de refuerzo por precipitación, para asegurar su resistencia, la elongación uniforme se deteriora y de este modo es difícil obtener una alta elongación.

Martensita: de 3% a 15,0%)

50 (Densidad numérica de la martensita que tiene un diámetro medio de 3 pm o más: 5,0 piezas/10.000 pm2 o menos) La martensita es una estructura importante para asegurar la resistencia y la elongación del acero. Cuando la fracción

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de área de la martensita es menor del 3%, es difícil asegurar una excelente elongación uniforme. En consecuencia, la fracción de área de martensita se establece en 3% o más. Por otra parte, cuando la fracción de área de la martensita es más del 15%, la expansibilidad del agujero se deteriora. Por lo tanto, la fracción de área de martensita se establece en 15,0% o menos.

Además, cuando está presente la martensita gruesa, se propaga la fractura local y se reduce la expansibilidad del agujero. Con el fin de evitar tales fracturas, la densidad numérica de la martensita que tiene un diámetro medio de 3 |jm o más se establece en 5,0 piezas/10.000 jm2 o menos.

(Perlita: menos del 3,0%)

La perlita deteriora la expansibilidad del agujero y de este modo es preferible que la perlita no esté presente. Sin embargo, cuando la fracción de área de perlita es inferior a 3,0%, no hay daño real al acero y de este modo este valor es admisible como límite superior.

(Otra estructura)

En cuanto a otra estructura, la bainita puede estar presente. La bainita no es esencial y la fracción de área de bainita puede ser 0%. La bainita es una estructura que contribuye a aumentar la resistencia. Sin embargo, cuando se usa una gran cantidad de bainita para aumentar la resistencia, es difícil asegurar la fracción de ferrita de área antes mencionada y no se puede conseguir una alta elongación.

La resistencia a la tracción de la chapa de acero laminado en caliente de la presente invención es preferentemente de 590 MPa o más. La resistencia a la tracción es más preferentemente 630 MPa o más y particular y preferentemente 740 MPa o más.

De aquí en adelante, se describirá un método para producir la chapa de acero laminado en caliente según la presente invención.

En primer lugar, se prepara un lingote fundiendo acero mediante un procedimiento de rutina y colando el acero, y desbastando el acero según las circunstancias. En cuanto a la colada, la colada continua es preferible desde el punto de vista de la productividad.

El lingote que tiene la composición química descrita anteriormente se calienta a de 1.150°C a 1300°C y a continuación se somete a laminación en bruto de varias pasadas. Cuando la temperatura del lingote que se someterá a la laminación en bruto es inferior a 1.150°C, la carga de laminación se incrementa significativamente durante la laminación en bruto y de este modo la productividad se deteriora. Por lo tanto, la temperatura del lingote que se someterá a la laminación en bruto se establece en 1.150°C o más. Por otra parte, no es preferible que la temperatura del lingote sometido a laminación en bruto sea superior a 1.300°C desde el punto de vista de los costes de producción. En consecuencia, la temperatura del lingote que se someterá a la laminación en bruto se establece en 1.300°C o menos. En cuanto al lingote que se somete a una laminación en bruto, un lingote de colada se puede someter a laminación directa tal como ser laminado en caliente. Para obtener un efecto de incrementar la resistencia por refuerzo por precipitación, es necesario fundir elementos tales como Nb y Ti. De este modo, la temperatura del lingote que se someterá a la laminación en bruto es preferentemente de 1.200°C o superior.

El lingote descrito anteriormente se somete a laminación en bruto de varias pasadas y se lamina con cuatro o más pasadas finales de laminación a un intervalo de temperatura de 1.000°C a 1.050°C para una reducción total del 30% o más para formar una barra en bruto.

Es importante refinar la austenita en un proceso de laminación en caliente para suprimir la formación de martensita rugosa. Para refinar la austenita, es efectivo recristalizar repetidamente la austenita en un proceso de laminación en bruto antes de terminar de laminar. Aquí, los granos después de la recristalización crecen rápidamente durante la laminación en un intervalo de temperatura superior a 1.050°C y de este modo es difícil refinar la austenita. Por otra parte, dado que los granos no se recristalizan completamente durante la laminación en un intervalo de temperatura inferior a 1.000°C y a continuación se someten a la siguiente laminación, el diámetro de grano no es uniforme en una porción no cristalizada y una porción recristalizada. Como resultado, se incrementa la densidad numérica de la martensita que tiene un diámetro medio de 3 jm o más. Además, cuando la reducción total es inferior al 30%, la austenita no se puede refinar suficientemente. Además, incluso cuando la laminación se realiza para una reducción total del 30% o más, con menos de cuatro pasadas de laminación, el diámetro de grano de la austenita no es uniforme y, como resultado, se forma martensita gruesa.

Por consiguiente, el lingote descrito anteriormente se lamina mediante laminación en bruto de varias pasadas con cuatro o más pasadas finales de laminación en un intervalo de temperatura de 1.000°C a 1.050°C para una reducción total de 30% o más para formar una barra en bruto.

La barra en bruto mencionada anteriormente se somete a una laminación de acabado en el que la laminación se completa en un intervalo de temperatura de 850°C a 950°C mientras que la laminación se inicia dentro de los 60 segundos después de que se completa la laminación en bruto, y de este modo se obtiene una chapa de acero

5

10

15

20

25

30

35

40

45

laminado en bruto.

Como se describe anteriormente, es importante refinar austenita en un proceso de laminación en caliente para suprimir la formación de martensita en bruto. Incluso cuando se lleva a cabo la laminación en bruto descrita anteriormente y el tiempo desde el inicio de la laminación de acabado después de la finalización de la laminación en bruto es de más de 60 segundos, la austenita se hace más gruesa. En consecuencia, el tiempo desde el comienzo de la laminación de acabado después de la finalización de la laminación en bruto está dentro de 60 segundos.

Cuando la temperatura de acabado es superior a 950°C, la austenita después de que se complete la laminación final se hace más gruesa y de este modo el sitio de nucleación de la transformación de ferrita se reduce para retrasar notablemente la transformación de ferrita. En consecuencia, la temperatura de acabado se establece en 950°C o más baja. Por otra parte, cuando la temperatura de acabado es inferior a 850°C, se incrementa la carga de laminación. Por lo tanto, la temperatura de acabado se establece en 850°C o más.

A continuación, la chapa de acero laminado acabada se somete a enfriamiento primario y se enfría en aire, y se somete adicionalmente a enfriamiento secundario y se bobina. La velocidad de enfriamiento primario se establece a una velocidad media de enfriamiento de 50°C/s o más. Cuando la velocidad de enfriamiento primario es baja, el diámetro del grano de la ferrita se hace más grueso. La martensita se obtiene por transformación de la austenita residual en la que se produce la transformación de ferrita. Cuando el diámetro de grano de la ferrita se hace más grueso, la martensita residual también se vuelve más gruesa. El límite superior de la velocidad de enfriamiento primario no está particularmente limitado. Cuando la velocidad de enfriamiento primario es superior a 100°C/s, se requieren costes de instalación excesivos y de este modo no es preferible una velocidad de enfriamiento primario de más de 100°C/s.

La temperatura de detención del enfriamiento primario se establece entre 600°C y 750°C. Cuando la temperatura de detención del enfriamiento primario es inferior a 600°C, la transformación de ferrita no puede avanzar de manera suficiente durante la refrigeración por aire. Además, cuando la temperatura de detención del enfriamiento primario es superior a 750°C, la transformación de ferrita avanza excesivamente y se produce la transformación de perlita durante el siguiente enfriamiento. Por lo tanto, se deteriora la expansibilidad del agujero.

El tiempo de enfriamiento en aire se establece en de 5 segundos a 10 segundos. Cuando el tiempo de enfriamiento en aire es inferior a 5 segundos, la transformación de ferrita no puede avanzar lo suficiente. Además, cuando el tiempo de enfriamiento en aire es superior a 10 segundos, se produce la transformación de perlita y de este modo, se deteriora la expansibilidad del agujero.

La velocidad de enfriamiento secundario se establece a una velocidad media de enfriamiento de 30°C/s o más. Cuando la velocidad de enfriamiento secundario es menor de 30°C/s, la transformación de bainita avanza excesivamente durante el enfriamiento y no se puede obtener una fracción de área suficiente de ferrita. De este modo se deteriora la elongación uniforme. El límite superior de la misma no está particularmente limitado. Cuando la velocidad de enfriamiento secundario es más a 100°C/s, se requieren costes de instalación excesivos y de este modo no es preferible una velocidad de enfriamiento secundario de más de 100°C/s.

La temperatura de bobinado se establece en 400°C o inferior. Cuando la temperatura de bobinado es superior a 400°C, la transformación de bainita avanza excesivamente y no se puede obtener una cantidad suficiente de martensita. De este modo, no se puede asegurar una elongación muy uniforme. El intervalo de temperatura es preferentemente de 250°C o más bajo y más preferentemente de 100°C o más bajo, y la temperatura puede ser temperatura ambiente.

[Ejemplos]

Los aceros de A a AJ que tienen las composiciones químicas mostradas en las Tablas 1 y 2 como los Ejemplos 1 a 48 se fundieron y colaron para obtener lingotes. Los lingotes se laminaron en las condiciones mostradas en las tablas 3 y 4

Acero No.: Composición química (unidades: % en masa, el resto: Fe e impurezas)

C: Mn Si Al Si+Al P S N Nb Ti V w Mo Cr Cu Ni B REM Ca

A: 0,052 2,60 0,70 0,090 0,790 0,016 0,0040 0,0020 0,059 0,060 - - - - - - - - -

B: 0,060 1,90 0,90 0,200 1,100 0,023 0,0032 0,0036 0,065 0,150 - - - - - - - - -

C: 0,060 1,10 1,00 0,250 1,250 0,032 0,0039 0,0035 - - - - - - - - - - -

D: 0,045 1,60 1,90 0,150 2,050 0,018 0,0036 0,0028 0,007 0,103 - - - - - - - - -

E: 0,057 0,98 0,50 0,300 0,800 0,014 0,0044 0,0038 0,009 0,130 - - 0,35 - - - - - -

F: 0,051 0,60 0,77 0,110 0,880 0,005 O O o co 0,0022 0,040 0,088 - - - - - - 0,0005 - -

G1: 0,066 1,30 0,90 0,280 1,180 0,022 0,0056 0,0027 0,016 0,160 - - - - - - - - -

G2: 0,066 1,30 0,90 0,020 0,920 0,017 0,0056 0,0027 0,016 0,160 - - - - - - - - -

G3: 0,066 1,30 0,90 0,250 1,150 0,012 0,0056 0,0027 0,016 0,160 - - - - - - - - -

G4: 0,066 1,30 0,90 0,220 1,120 0,023 0,0056 0,0027 0,016 0,160 - - - - - - - - -

G5: 0,066 1,30 0,90 0,030 0,930 0,024 0,0056 0,0027 0,016 0,160 - - - - - - - - -

G6: 0,066 1,30 0,90 0,110 1,010 0,026 0,0056 0,0027 0,016 0,160 - - - - - - - - -

G7: 0,066 1,30 0,90 0,030 0,930 0,040 0,0056 0,0027 0,016 0,160 - - - - - - - - -

G8: 0,066 1,30 0,90 0,280 1,180 0,011 0,0056 0,0027 0,016 0,160 - - - - - - - - -

G9: 0,066 1,30 0,90 0,160 1,060 0,014 0,0056 0,0027 0,016 0,160 - - - - - - - - -

H: 0,038 2,40 1,31 0,140 1,450 0,035 0,0032 0,0024 0,022 0,068 - - - - - - - - -

I: 0,108 1,70 1,50 0,010 1,510 0,008 0,0031 0,0037 0,038 0,060 - - - - - - - - -

J: 0,059 1,30 1,60 0,020 1,620 0,035 0,0051 0,0035 0,010 0,146 - - - - - - - - -

K: 0,062 0,90 1,28 0,050 1,330 0,038 0,0036 0,0029 0,020 0,120 - - - - - - - - -

L: 0,056 1,00 0,90 0,210 1,110 0,015 0,0039 0,0037 0,004 0,190 - - - - - - - - -

M: 0,059 1,40 0,90 0,040 0,940 0,038 0,0031 0,0026 0,057 0,010 - - - - - - - - -

N: 0,045 1,30 0,60 0,290 0,890 0,037 0,0040 0,0026 0,009 0,157 - - - - - - - - -

O: 0,054 0,70 0,08 0,015 0,095 0,014 0,0052 0,0038 0,029 0,150 - - - - - - - - -

P: 0,060 0,90 0,52 0,020 0,54C 0,031 0,0039 0,0030 0,019 0,142 - - - - - - - - -

Acero No,: Composición química (unidades: % en masa, el resto: Fe e impurezas)

C: Mn Si Al Si+Al P S N Nb Ti V W Mo Cr Cu Ni B REM Ca

Q: 0,090 1,50 1,47 0,050 1,520 0,023 0,0036 0,0029 0,013 0,135 - - - - - - - - -

R: 0,036 0,90 1,38 0,020 1,400 0,027 0,0055 0,0040 0,020 0,100 - 0,3 - - - - - - -

S: 0,070 1,00 0,30 0,220 0,520 0,024 0,0036 0,0035 0,024 0,070 - - - - - - - - -

T: 0,048 1,60 0,30 0,110 0,410 0,033 0,0040 0,0030 0,055 0,100 - - - - - - - - -

U: 0,047 1,10 0,60 0,170 0,770 0,029 0,0035 0,0039 0,021 0,210 - - - - - - - - -

V: 0,072 0,86 1,18 0,280 1,460 0,008 0,0033 0,0021 0,020 0,065 - - - - - - - 0,001 -

W1: 0,055 1,30 1,20 0,180 1,380 0,009 0,0035 0,0020 0,032 0,120 - - - - - - - - -

W2: 0,055 1,30 1,20 0,220 1,420 0,026 0,0035 0,0020 0,032 0,120 - - - - - - - - -

W3: 0,055 1,30 1,20 0,270 1,470 0,031 0,0035 0,0020 0,032 0,120 - - - - - - - - -

W4: 0,055 1,30 1,20 0,170 1,370 0,030 0,0035 0,0020 0,032 0,120 - - - - - - - - -

W5: 0,055 1,30 1,20 0,150 1,350 0,028 0,0035 0,0020 0,032 0,120 - - - - - - - - -

W6: 0,055 1,30 1,20 0,290 1,490 0,039 0,0035 0,0020 0,032 0,120 - - - - - - - - -

X: 0,077 2,10 1,44 0,170 1,610 0,038 0,0048 0,0039 0,041 0,030 - - - - - - 0,001 - -

Y: 0,028 0,70 0,80 0,020 0,820 0,009 0,0051 0,0032 0,013 0,130 - - - - - - - - -

Z: 0,051 0,79 1,14 0,100 1,240 0,012 0,0032 0,0023 0,020 0,190 - - - - - - - - -

AA: 0,052 1,22 0,65 0,300 0,950 0,032 0,0057 0,0021 0,027 0,130 0,1 - - - - - - - -

AC: 0,066 0,40 0,70 0,170 0,870 0,034 0,0050 0,0028 0,047 0,040 - - - - - - - - -

AD: 0,095 1,10 1,25 0,110 1,360 0,020 0,0051 0,0023 0,011 0,100 0,001

AE: 0,061 1,25 1,24 0,170 1,410 0,018 0,0036 0,0028 0,013 - 0,15 - 0,06 - - - - - -

AF: 0,060 1,03 1,24 0,140 1,380 0,038 0,0035 0,0020 - 0,110 0,07 0,2 0,12 - - - - - -

AG: 0,060 1,02 1,24 0,250 1,490 0,032 0,0056 0,0027 0,018 0,120 0,1 - - - 0,3 - - - -

AH: 0,059 1,45 1,16 0,080 1,240 0,014 0,0051 0,0035 0,016 0,130 - - 0,3 - - 0,1 - - -

AI: 0,060 1,45 1,14 0,190 1,330 0,015 0,0036 0,0028 0,021 0,130 0,18 - - 0,2 - - - - -

AJ: 0,061 1,30 1,07 0,190 1,260 0,006 0,0044 0,0038 0,020 0,140 0,03 - - 0,1 - 0,2 - 0,001 0,001

m
m
m
m
m
m
m
m
m
m
m
m
m
m
m
m
m
m
m
m
m
m
m
m: C Condiciones de
























: D laminación en

N>
N>: K) N> N> (O 00 O) en eo N> CL

: eo K) o (O 00 0) en eo N> o 0) Q. caliente

~o: o z s i- c_ — i CD CD CD CD CD CD CD CD CD TI m D o UJ > . Acero No.









: (O 00 -vj 0) en eo N>
























: 0 Temp. de calentamiento

K): N> K) N> K) K) K) K) K) K) K) K) K) K) N> K) K) K) K) K) K) K) K) o


: K) 00 en eo 00 0) K) en en K) K) K) K) O en en

O
O
O
O
O: o o O O O O O o o O O O O O O O O o o

en: K) en en en en en en eo en en en en en en en en N° de reducciones a 1.000°C- 1.050°C

c0: en eo eo K) eo eo eo eo eo eo eo eo Reducción total a

(O: -vj O) o eo o 00 eo 00 00 K) N> O eo O 00 N> en 1.000°C- 1.050°C

C0: en en en 0) eo eo eo eo eo eo en eo eo en C/) Tiempo entre la

0): 00 o K) o K) en eo en O) O) eo O) en (O eo O) (D (Q laminación en bruto y
























: D la laminación de
























: O (/) acabado

00: (O (O (O 00 (O 00 (O 00 00 00 00 (O (O (O 00 00 (D (D (D 00 (O (O (O O Temperatura de acabado

(D: eo eo eo (O N> (O (O 00 (O (O eo O) (O O) N> N> (O eo o N> o

(D: o -vj 00 0) 0) -vj o eo (O 00 (O o en O) (O 00 K)

en: 0) O) O) en 0) en 0) en en 0) 0) en O) O) O) O) en en O) O) en en O Velocidad de

en
en
en: o en o en o en en o en en en en o o en en en o en en en o enfriamiento primario
























: 5r

-vj: 0) O) O) 0) 0) 0) -vj 0) 0) 0) -vj O) O) O) O) O) -vj -vj -vj O) O Temperatura de

K): eo O) N> K) o en o 0) 00 eo eo 00 eo o K) 00 o

o: K) o 00 o 0) 00 N> 00 0) 00 o -vj 00 -vj 00 00 o detención del enfriamiento primario

0): 00 en 00 (O en -vj 00 0) en 0) 00 en (O 00 00 (O o W Tiempo de
























: (/) (Q enfriamiento con
























: 13 aire

: eo eo eo eo eo eo eo eo eo eo eo eo eo eo o Velocidad de

K): eo en 00 en eo K) en en 00 en K) N> O) eo N> (O O enfriamiento

secundario

-vj: N> en N> N> N> 00 en N> N> K) N> K) K) eo N> eo K) N> O Temperatura de

: O) O) en 0) 0) 00 eo (O K) o N> -vj (D N> (O K) 00 N> o



: eo 00 o o o 00 00 00 en o o o eo bobinado

ondiciones de laminación en caliente: 6 z o <D O < Temperatura de calentamiento <D T3 o ro ° (/) O <D <D • ■D C T" o .2 ^ O o tu o o £ =3 o ■3 "O o z 2 ^ <D m ü (ü O — o (D LO O P ‘O ó O o =3 P ~o o <D O 0' ^ Tiempo entre la laminación en bruto y la laminación de acabado Temperatura de acabado Velocidad de enfriamiento primario Temperatura de detención del enfriamiento primario Tiempo de enfriamiento con aire Velocidad de enfriamiento secundario Temperatura de bobinado

Unidad: °C % Segun dos °C °C/s °C Segun dos °C/s °C

Ej. 25: Q 1240 5 39 55 947 35 628 9 38 280

Ej. 26: R 1270 4 50 52 920 60 710 9 37 154

Ej. 27: s 1210 4 35 50 926 65 632 6 39 159

Ej. 28: T 1280 4 47 55 881 55 695 7 33 152

Ej. 29: U 1220 4 47 56 889 55 625 5 38 207

Ej. 30: V 1220 5 49 43 932 60 609 8 41 129

Ej. 31: W1 1210 4 40 49 918 55 697 7 32 95

Ej. 32: W2 1240 4 41 43 938 55 717 6 40 116

Ej. 33: W3 1230 4 32 45 900 55 760 5 38 206

Ej. 34: W4 1270 4 44 50 924 60 718 8 35 430

Ej. 35: W5 1270 4 33 35 938 65 590 9 32 119

Ej. 36: W6 1240 4 32 48 892 60 722 6 26 180

Ej. 37: X 1260 4 39 46 903 55 737 8 36 178

Ej. 38: Y 1280 4 40 31 878 65 614 8 34 284

Ej. 39: Z 1240 4 46 38 925 55 669 6 39 121

Ej. 40: AA 1210 4 36 54 923 65 627 7 39 77

Ej. 41: AC 1280 4 50 35 880 65 630 6 40 299

Ej. 42: AD 1230 5 43 58 949 60 626 6 35 275

Ej. 43: AE 1210 4 45 32 920 55 703 7 35 131

Ej. 44: AF 1210 4 45 43 920 55 693 7 35 139

Ej. 45: AG 1210 4 45 44 920 55 706 7 35 127

Ej. 46: AH 1210 4 45 39 920 55 702 7 35 122

Ej. 47: AI 1210 4 45 49 920 55 692 7 35 129

Ej. 48: AJ 1210 4 45 60 920 55 707 7 35 143

Se recogió una muestra de cada una de las chapas de acero obtenidas y se observó la estructura metalográfica en una posición que estaba a 1/4 del espesor de la chapa de acero usando un microscopio óptico. Para la preparación 5 de la muestra, la sección transversal del espesor de la chapa de acero en una dirección de laminación se pulió como una superficie a observar y se trató químicamente con un reactivo nital y un reactivo Le Pera. La imagen de la muestra tratada químicamente con un reactivo nital que se obtuvo por observación por medio de un microscopio óptico a 500 veces se analizó para obtener fracciones de área de ferrita y perlita. Además, se analizó la imagen de la muestra tratada químicamente con un reactivo de Le Pera que se obtuvo mediante observación por medio de un 10 microscopio óptico a 500 veces para obtener una fracción de área y el diámetro medio de la martensita. El diámetro

medio se obtiene promediando numéricamente el diámetro circular equivalente de cada uno de los granos de martensita. Un grano de martensita de menos de 1,0 pm fue excluido del recuento numérico. La fracción de área de bainita se obtuvo como el resto de ferrita, perlita y martensita.

La resistencia a la tracción (TS) se evaluó según la JIS Z 2241: 2011 usando una pieza de ensayo No. 5 descrita en 5 JIS Z 2201:1998 recogida de cada chapa de acero en una posición, que estaba 1/4 en la dirección del ancho de la chapa de acero, en una dirección perpendicular a la dirección de laminación. La elongación uniforme (u-E1) y la elongación total (t-E1) se midieron junto con la resistencia a la tracción (TS). Se realizó un ensayo de expansión del agujero según un método de ensayo descrito en Japan Iron and Steel Federation Standard JFST1001-1996 para evaluar la expansibilidad del agujero. Las estructuras y propiedades mecánicas de las chapas de acero se muestran 10 en las tablas 5 y 6. En las tablas 5 y 6, Vf representa la fracción de área (%) de ferrita, Vb representa la fracción de área (%) de bainita, Vp representa la fracción de área (%) de perlita y Vm representa la fracción de área (%) de martensita, respectivamente. Dm representa un diámetro medio de martensita (pm) y Nm representa la densidad numérica de martensita que tiene un diámetro circular equivalente de 3 pm o más por 10.000 pm2 en una posición que está a una profundidad de 1/4 del grosor de la chapa de acero desde la superficie de la chapa de acero.

15 [Tabla 5]

Resultados de la evaluación: Acero No. Microestructura R/Dm2 Propiedades mecánicas Comentarios

Vf: Vb Vp VM dM nM TS u- E1 t-E1 7

Unidad: - % % % % pm /10000pm2 - MPa % % %

Ejemplo 1: A 79,3 9,5 0 11,2 1,49 3,6 1,27 805 7,6 16,7 83 Ejemplo comparativo

Ejemplo 2: B 79,1 7,8 0 13,1 1,29 4,4 1,30 783 8,5 17,2 84 Ejemplo comparativo

Ejemplo 3: C 91,2 3,0 1,3 4,5 1,79 2,8 1,93 633 21,2 34,5 138 Ejemplo

Ejemplo 4: D 93,4 1,5 0 5,1 1,78 3,7 1,79 817 12,4 22,7 111 Ejemplo

Ejemplo 5: E 91,0 2,1 0 6,9 2,30 3,8 1,14 786 11,8 21,3 83 Ejemplo

Ejemplo 6: F 92,2 1,4 0 6,4 1,49 4,5 1,85 830 11,7 21,9 111 Ejemplo

Ejemplo 7: G1 95,2 0 0 4,8 1,88 4,2 1,76 824 12,5 24,5 121 Ejemplo

Ejemplo 8: G2 96,5 0 0 3,5 1,89 4,8 2,13 743 15,4 24,6 132 Ejemplo

Ejemplo 9: G3 95,7 0 3,7 0,6 2,07 1,2 5,25 760 12,5 24,9 Zl Ejemplo comparativo

Ejemplo 10: G4 78,2 8,6 1,7 11,5 1,50 4,2 1,23 833 8,5 19,3 82 Ejemplo comparativo

Ejemplo 11: G5 77,7 9,7 2,2 10,4 1,63 3,4 1,22 839 8,3 19,1 83 Ejemplo comparativo

Ejemplo 12: G6 89,3 1,7 0 9,0 2,50 4,6 0,88 825 14,5 23,1 69 Ejemplo comparativo

Ejemplo 13: G7 94,9 0 0 5,1 2,49 5,3 1,28 800 11,9 21,3 76 Ejemplo comparativo

Ejemplo 14: G8 95,2 1,3 0 3,5 4,20 4,9 0,96 814 12,5 20,7 74 Ejemplo comparativo

Ejemplo 15: G9 92,3 0 0 7,7 3,45 3,5 0,71 822 13,1 24,7 60 Ejemplo comparativo

Ejemplo 16: H 96,0 0 0 4,0 3,24 3,9 1,14 831 11,9 21,4 89 Ejemplo

Ejemplo 17: I 83,4 1,2 0 15,4 1,66 3,3 0,90 817 11,5 24,0 70 Ejemplo comparativo

Ejemplo 18: J 92,8 1,5 0 5,7 2,41 4,9 1,23 789 12,5 24,5 92 Ejemplo

Ejemplo 19: K 94,3 0 0 5,7 2,01 3,9 1,48 807 12,3 21,5 100 Ejemplo

Ejemplo 20: L 95,9 0 0 4,1 2,05 6,1 1,78 759 13,4 20,9 67 Ejemplo comparativo

Ejemplo 21: M 93,5 0,5 0 6,0 1,56 3,5 1,84 771 13,5 22,5 135 Ejemplo

Ejemplo 22: N 94,4 1,3 0 4,3 3,11 4,1 1,14 814 12,8 20,2 84 Ejemplo

Ejemplo 23: O 79,3 9,8 2,7 8,2 2,06 3,4 1,14 807 8,9 17,0 83 Ejemplo comparativo

Ejemplo 24: P 95,6 0,6 0 3,8 3,05 4,1 1,25 809 13,5 21,91 95 Ejemplo

[Tabla 6]

Resultados de la evaluación: Acero No. Microestructura R/Dm2 Popiedades mecánicas Comentarios

Vf: Vb Vp Vm dm nM TS u- E1 t-E1 D

Unidad: % % % % jm /10000|jm 2 MPa % % %

Ejemplo 25: Q 90,2 4,5 0 5,3 3,41 4,0 0,91 790 11,6 24,0 78 Ejemplo comparativo

Ejemplo 26: R 95,6 0 0 4,4 2,20 2,9 1,59 817 11,5 24,1 121 Ejemplo

Ejemplo 27: S 92,6 1,0 0 6,4 2,04 4,4 1,35 782 11,7 20,0 95 Ejemplo

Ejemplo 28: T 95,4 0 0 4,6 2,35 3,3 1,45 791 12,1 20,7 105 Ejemplo

Ejemplo 29: U 95,7 0 0 4,3 2,07 3,3 1,72 847 78 16,5 121 Ejemplo comparativo

Ejemplo 30: V 91,5 2,0 0 6,5 2,10 2,9 1,30 831 11,8 24,7 91 Ejemplo

Ejemplo 31: W1 93,8 0 0 6,2 1,98 4,0 1,42 797 13 20,4 95 Ejemplo

Ejemplo 32: W2 93,6 0 0 6,4 1,99 3,7 1,39 820 13,5 22,1 90 Ejemplo

Ejemplo 33: W3 92,2 0 33 4,5 2,53 4,8 1,36 759 14 23,8 73 Ejemplo comparativo

Ejemplo 34: W4 92,8 5,2 0 20 2,30 3,6 2,43 756 95 19,4 149 Ejemplo comparativo

Ejemplo 35: W5 79,3 9,1 2,4 9,2 1,87 4,6 1,16 830 78 16,6 82 Ejemplo comparativo

Ejemplo 36: W6 79,0 15,3 0 5,7 2,46 4,8 1,21 739 93 18,7 96 Ejemplo comparativo

Ejemplo 37: X 93,7 0 0 6,3 2,60 4,1 1,07 793 12 21,8 87 Ejemplo

Ejemplo 38: Y 98,1 0,7 0 12 2,07 2,9 3,60 748 91 17,6 147 Ejemplo comparativo

Ejemplo 39: Z 94,2 1,1 0 4,7 2,17 3,5 1,55 791 12,2 21,6 111 Ejemplo

Ejemplo 40: AA 96,2 0 0 3,8 3,40 4,6 1,12 835 12,2 21,9 89 Ejemplo

Ejemplo 41: AC 96,7 0 33 0 767 89 18,8 118 Ejemplo comparativo

Ejemplo 42 Ejemplo 43: AD 87,5 2,5 0 10,0 1,65 3,9 1,24 792 12,7 21,7 85 Ejemplo

AE: 91 0 0 9 1,77 3,3 1,24 803 13,1 21,2 86 Ejemplo

5

10

15

20

25

30

35

40

Ejemplo 44: AF 93 0 0 7 2,01 3,3 1,29 792 12,8 21,6 90 Ejemplo

Ejemplo 45: AG 90,4 0 0 9,6 1,64 2,9 1,28 794 12,7 20,9 84 Ejemplo

Ejemplo 46: AH 91,1 0 0 8,9 1,74 4,0 1,27 784 12,9 23,8 85 Ejemplo

Ejemplo 47: AI 92 0 0 8 1,55 3,7 1,54 811 12,8 20,5 90 Ejemplo

Ejemplo 48: AJ 92 0 0 8 1,76 4,8 1,35 808 12,5 23,7 90 Ejemplo

Se describirán los resultados. Los ejemplos de 3 a 8, 16, 18, 19, 21, 22, 24, de 26 a 28, de 30 a 32, 37, 39, 40 y de 42 a 48 son ejemplos de la presente invención. En estos ejemplos, las composiciones químicas de los componentes de acero, las condiciones de producción y las microestructuras satisfacen los requisitos de la presente invención y tanto la elongación como la expansibilidad del agujero son excelentes. Por otra parte, los Ejemplos 1, 2, de 9 a 15, 17, 20, 23, 25, 29, de 33 a 36, 38 y 41 son ejemplos comparativos. En estos ejemplos comparativos, no se pudieron obtener los efectos debido a los motivos que se muestran a continuación.

En el Ejemplo 1, dado que se usó Acero No. A en el que la cantidad de Mn era grande, la transformación de ferrita no avanzó suficientemente. Por lo tanto, la fracción de área de ferrita era inferior al 80% y de este modo la elongación uniforme era baja.

En el Ejemplo 2, dado que se usó el Acero No. B en el que la cantidad de Nb era grande, la transformación de ferrita no avanzó suficientemente. Por lo tanto, la fracción de área de ferrita era inferior al 80% y de este modo la elongación uniforme era baja.

En el Ejemplo 9, dado que el tiempo de enfriamiento al aire era demasiado largo, la perlita formada excedía de un intervalo apropiado. Por lo tanto, la expansibilidad del agujero era baja.

En el Ejemplo 10, dado que la temperatura de acabado era demasiado alta, la transformación de ferrita no avanzó suficientemente. Por lo tanto, la fracción de área de ferrita era inferior al 80% y de este modo la elongación uniforme era baja.

En el Ejemplo 11, dado que el tiempo de enfriamiento al aire era demasiado corto, la transformación de ferrita no avanzó suficientemente. Por lo tanto, la fracción de área de ferrita era inferior al 80% y de este modo la elongación uniforme era baja.

En el Ejemplo 12, dado que la velocidad de enfriamiento primario era baja, el diámetro medio de la martensita era grande y, como resultado, la Expresión (1) no se satisfizo. Por lo tanto, la expansibilidad del agujero era baja.

En los Ejemplos 13 y 20, dado que el número de pasadas de laminación en un intervalo de temperatura de 1.000°C a 1.050°C era pequeño, la densidad numérica de la martensita gruesa era alta. Por lo tanto, la expansibilidad del agujero era baja.

En el Ejemplo 14, dado que la reducción en un intervalo de temperatura de 1.000°C a 1.050°C era baja, el diámetro medio de la martensita era grande y, como resultado, la Expresión (1) no se satisfizo. Por lo tanto, la expansibilidad del agujero era baja.

En el Ejemplo 15, dado que el tiempo desde el final de la laminación en bruto hasta el inicio de la laminación de acabado era largo, la austenita se volvía más gruesa y el diámetro medio de la martensita era grande. Por lo tanto, la R/Dm2 se redujo y la expansibilidad del agujero era baja.

En el Ejemplo 17, dado que se usó Acero No. I en el que la cantidad de C era grande, la fracción de área de

martensita era alta. Por lo tanto, la expansibilidad del agujero era baja.

En el Ejemplo 23, dado que se usó Acero No. O en el que la cantidad de Si + Al era pequeña, la transformación de

ferrita no avanzó suficientemente. Por lo tanto, la elongación uniforme era baja.

En el Ejemplo 25, dado que la velocidad de enfriamiento primario era baja, el diámetro medio de la martensita era grande y, como resultado, la Expresión (1) no se satisfizo. Por lo tanto, la expansibilidad del agujero era baja.

En el Ejemplo 29, dado que se usó Acero No. U en el que la cantidad de Ti era grande, la ferrita se fortaleció excesivamente. Por lo tanto, la elongación uniforme era baja.

En el Ejemplo 33, dado que la velocidad de enfriamiento primario era alta, se formó perlita. Por lo tanto, la expansibilidad del agujero era baja

En el Ejemplo 34, dado que la temperatura de bobinado era demasiado alta, rara vez se formó martensita. Por lo tanto, la elongación uniforme era baja.

En el Ejemplo 35, dado que la temperatura de detención del enfriamiento primario era demasiado baja, la transformación de ferrita no avanzó suficientemente. Por lo tanto, la fracción de área de ferrita era menor de 80% y la elongación uniforme era baja.

En el Ejemplo 36, dado que la velocidad de enfriamiento secundario era baja, se formó bainita. Por lo tanto, la 5 fracción de área de ferrita era menor de 80% y la elongación uniforme era baja.

En el Ejemplo 38, dado que se usó Acero No. Y en el que la cantidad de C era pequeña, la fracción de área de martensita era menor de 3%. Por lo tanto, la elongación uniforme era baja.

En el Ejemplo 41, dado que se usó Acero No. AC en el que la cantidad de Mn era pequeña, no se formó martensita. Por lo tanto, la elongación uniforme era baja.

10 Según la presente invención, es posible proporcionar una chapa de acero laminado en caliente de alta resistencia capaz de alcanzar una excelente elongación y expansibilidad del agujero sin contener un elemento caro y un método para producir la misma.

Claims

5

10

15

20

25

30

35

REIVINDICACIONES

1. Una chapa de acero laminado en caliente que consiste en, como composición química, en % en masa:

C: de 0,030% a 0,10%;

Mn: de 0,5% a 2,5%;

Si + Al: de 0,100% a 2,5%;

P: 0,04% o menos;

S: 0,01% o menos;

N: 0,01% o menos;

Nb: de 0% a 0,06%;

Ti: de 0% a 0,20%;

V: de 0% a 0,20%;

W: de 0% a 0,5%;

Mo: de 0% a 0,40%;

Cr: de 0% a 1,0%;

Cu: de 0% a 1,2%;

Ni: de 0% a 0,6%;

B: de 0% a 0,005%;

REM: de 0% a 0,01%;

Ca: de 0% a 0,01%; y

un resto que consiste en Fe e impurezas,

en la que la chapa de acero tiene una microestructura que comprende, por fracción de área, ferrita: 80% o más, martensita: de 3% a 15,0%, y perlita: menos de 3,0%, en la que una densidad numérica de martensita que tiene un diámetro circular equivalente de 3 pm o más en una posición que está a una profundidad de 1/4 del grosor de la chapa de acero desde la superficie de la chapa de acero, es de 5,0 piezas/10.000 pm2 o menos, y se cumple la siguiente Expresión (1),

imagen1

aquí, R es un intervalo medio de martensita (pm) definido por la siguiente Expresión (2), y Dm es un diámetro medio de martensita (pm),

R= {12,5 x (7c/6Vm)0,5 - (2/3)0,5} x DM ...Expresión (2),

aquí, VM es una fracción (%) de área de martensita y DM es el diámetro medio de martensita (pm).
2. La chapa de acero laminado en caliente según la reivindicación 1, en la que la composición química comprende, en % en masa,

por lo menos uno de Nb: de 0,005% a 0,06% y Ti: de 0,02% a 0,20%.
3. La chapa de acero laminado en caliente según la reivindicación 1 o 2, en la que la composición química comprende, en % en masa,

por lo menos uno de V: de 0,02% a 0,20%, W: de 0,1% a 0,5%, y Mo: de 0,05% a 0,40%.
4. La chapa de acero laminado en caliente según una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 3, en la que la composición química comprende, en % en masa,

por lo menos uno de Cr: de 0,01% a 1,0%, Cu: de 0,1% a 1,2%, Ni: de 0,05% a 0,6%, y B: de 0,0001% a 0,005%.
5. La chapa de acero laminado en caliente según una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 4,

en la que la composición química comprende, en % en masa,

por lo menos uno de REM: de 0,0005% a 0,01% y Ca: de 0,0005% a 0,01%.

5 6. Un método para producir una chapa de acero laminado en caliente que comprende:

calentar un lingote que tiene la composición química según una cualquiera de las reivindicaciones 1 a 5, a de

1.150°C a 1.300°C, a continuación someter el lingote a laminación en bruto de varias pasadas y laminar el lingote con cuatro o más pasadas finales de laminación en un intervalo de temperatura de 1.000°C a 1.050°C con una reducción total de 30% o más para formar una barra en bruto;

10 comenzar la laminación de la barra en bruto 60 segundos después de completar la laminación en bruto y someter la barra en bruto a laminación de acabado para completar la laminación en un intervalo de temperatura de 850°C a 950°C para obtener una chapa de acero laminado acabada; y

después de enfriar la chapa de acero laminado acabada a un intervalo de temperatura de 600°C a 750°C a una velocidad media de enfriamiento de 50°C/s o más y enfriar en aire la chapa de acero durante 5 segundos a 10 15 segundos, enfriar la chapa de acero hasta un intervalo de temperatura de 400°C o inferior a una velocidad media de

enfriamiento de 30°C/s o más y bobinar la chapa de acero para obtener una chapa de acero laminado en caliente.