[0001] Die Erfindung betrifft ein Verfahren zur Herstellung eines kalt-oder warmgewalzten
Stahlbandes aus einem luftvergütbaren Mehrphasenstahl gemäß Anspruch 1, sowie vorteilhafte
Weiterbildungen gemäß der Ansprüche 2 bis 20.
[0002] Insbesondere betrifft die Erfindung Stähle mit einer Zugfestigkeit im Bereich von
mindestens 950 MPa im nicht vergüteten Zustand zur Herstellung von Bauteilen, die
eine verbesserte Umformbarkeit (wie zum Beispiel erhöhte Lochaufweitung und erhöhter
Biegewinkel) und verbesserte Schweißeigenschaften aufweisen.
[0003] Durch eine erfindungsgemäße Vergütungsbehandlung dieser Stähle kann ein Anstieg der
Dehngrenze und Zugfestigkeit beispielsweise durch Lufthärten mit optional anschließendem
Anlassen erreicht werden.
[0004] Der heiß umkämpfte Automobilmarkt zwingt die Hersteller stetig Lösungen zur Senkung
des Flottenverbrauches und CO
2-Abgasausstoßes unter Beibehaltung eines größtmöglichen Komforts und Insassenschutzes
zu finden. Dabei spielt einerseits die Gewichtsreduktion aller Fahrzeugkomponenten
eine entscheidende Rolle andererseits aber auch ein möglichst günstiges Verhalten
der einzelnen Bauteile bei hoher statischer und dynamischer Beanspruchung sowohl während
der Nutzung als auch im Crashfall.
[0005] Durch die Bereitstellung hochfester bis höchstfester Stähle und die Verringerung
der Blechdicke kann das Gewicht der Fahrzeuge bei gleichzeitig verbessertem Umform-
und Bauteilverhalten bei der Fertigung und im Betrieb reduziert werden.
[0006] Hoch- bis höchstfeste Stähle müssen daher vergleichsweise hohen Anforderungen hinsichtlich
ihrer Festigkeit und Duktilität, Energieaufnahme und bei ihrer Verarbeitung, wie beispielsweise
beim Stanzen, Warm- und Kaltumformen, beim thermischen Vergüten (z.B. Lufthärten,
Presshärten), Schweißen und/oder einer Oberflächenbehandlung, z.B. einer metallischen
Veredelung, organischen Beschichtung oder Lackierung, genügen.
[0007] Neu entwickelte Stähle müssen sich daher neben der verlangten Gewichtsreduzierung
durch verringerte Blechdicken den zunehmenden Materialanforderungen an Dehngrenze,
Zugfestigkeit, Verfestigungsverhalten und Bruchdehnung bei guten Verarbeitungseigenschaften,
wie Umformbarkeit und Schweißbarkeit, stellen.
[0008] Für eine solche Blechdickenverringerung muss daher ein hoch- bis höchstfester Stahl
mit ein- oder mehrphasigem Gefüge verwendet werden, um ausreichende Festigkeit der
Kraftfahrzeugbauteile sicherzustellen und um den hohen Bauteilanforderungen hinsichtlich
Zähigkeit, Kantenrissunempfindlichkeit, verbessertem Biegewinkel und Biegeradius,
Energieabsorption sowie Verfestigungsvermögen und dem Bake-Hardening-Effekt zu genügen.
[0009] Auch wird zunehmend eine verbesserte Fügeeignung in Form von besserer allgemeiner
Schweißbarkeit, wie einem größeren nutzbaren Schweißbereich beim Widerstandspunktschweißen
und ein verbessertes Versagensverhalten der Schweißnaht (Bruchbild) unter mechanischer
Beanspruchung , sowie eine ausreichende Resistenz gegenüber verzögerter Wasserstoffversprödung
(d.h. delayed fracture free) gefordert. Gleiches gilt für die Schweißeignung höchstfester
Stähle bei der Herstellung von Rohren, die zum Beispiel mittels des
Hoch
frequenz-
Induktionsschweißverfahrens (HFI) hergestellt werden.
[0010] Das Lochaufweitvermögen ist eine Materialeigenschaft, welche die Beständigkeit des
Materials gegen Risseinleitung und Rissausbreitung bei Umformoperationen in kantennahen
Bereichen, wie zum Beispiel beim Kragenziehen, beschreibt.
[0011] Der Lochaufweiteversuch ist beispielsweise in der ISO 16630 normativ geregelt. Danach
werden vorgefertigte zum Beispiel in ein Blech gestanzte Löcher mittels eines Dorns
aufgeweitet. Die Messgröße ist die auf den Ausgangsdurchmesser bezogene Änderung des
Lochdurchmessers bei der am Rand des Lochs der erste Riss durch das Blech auftritt.
[0012] Eine verbesserte Kantenrissunempfindlichkeit bedeutet ein erhöhtes Umformvermögen
der Blechkanten und kann durch ein erhöhtes Lochaufweitvermögen beschrieben werden.
Dieser Sachverhalt ist unter den Synonymen "
Low
Edge
Crack" (LEC) bzw. unter "
High
Hole
Expansion" (HHE) sowie xpand® bekannt.
[0013] Der Biegewinkel beschreibt eine Materialeigenschaft, die Rückschlüsse auf das Materialverhalten
bei Umformoperationen mit dominanten Biegeanteilen (z.B. beim Falzen) oder auch bei
Crashbelastungen gibt. Vergrößerte Biegewinkel erhöhen somit die Fahrgastzellensicherheit.
Die Bestimmung des Biegewinkels (α) wird z.B. über den Plättchen-Biegeversuch in der
VDA 238-100 normativ geregelt.
[0014] Die oben genannten Eigenschaften sind wichtig für Bauteile, die vor dem Vergüten
z.B. durch Lufthärten mit optionalem Anlassen zu sehr komplexen Bauteilen umgeformt
werden.
[0015] Verbesserte Schweißbarkeit wird bekanntermaßen u.a. durch ein abgesenktes Kohlenstoffäquivalent
erreicht. Dafür stehen Synonyme wie "
unter
peritektisch" (UP) bzw. das bereits bekannte "
Low
Carbon
Equivalent" (LCE). Dabei ist der Kohlenstoffgehalt üblicherweise kleiner 0,120 Gew.-%.
Weiterhin kann das Versagensverhalten bzw. das Bruchbild der Schweißnaht über eine
Zulegierung mit Mikrolegierungselementen verbessert werden.
[0016] Bauteile hoher Festigkeit müssen gegenüber Wasserstoff eine ausreichende Resistenz
gegenüber einer Materialversprödung aufweisen. Die Prüfung der Beständigkeit von
Advanced
High
Strength
Steels (AHSS) für den Automobilbau gegenüber fertigungsbedingten wasserstoffinduzierten
Sprödbrüchen ist in der SEP1970 geregelt und über die Bügelprobe und die Lochzugprobe
getestet. Im Fahrzeugbau finden zunehmend Dualphasenstähle Anwendung, die aus einem
ferritischen Grundgefüge bestehen, in das eine martensitische Zweitphase eingelagert
ist. Es hat sich herausgestellt, dass sich bei kohlenstoffarmen, mikrolegierten Stählen
Anteile weiterer Phasen wie Bainit und Restaustenit sich vorteilhaft z.B. auf das
Lochaufweitverhalten, das Biegeverhalten und das wasserstoffinduzierte Sprödbruchverhalten
auswirken. Der Bainit kann hierbei in unterschiedlichen Erscheinungsformen, wie z.B.
oberer und unterer Bainit, vorliegen.
[0017] Die spezifischen Materialeigenschaften der Dualphasenstähle, wie z.B. niedriges Streckgrenzenverhältnis
bei gleichzeitig sehr hoher Zugfestigkeit, starker Kaltverfestigung und guter Kaltumformbarkeit,
sind hinreichend bekannt, reichen aber bei immer komplexeren Bauteilgeometrien oft
nicht mehr aus.
[0018] Allgemein findet die Gruppe der Mehrphasenstähle immer mehr Anwendung. Zu den Mehrphasenstählen
zählen z.B. Komplexphasenstähle, ferritisch-bainitische Stähle, TRIP-Stähle, sowie
die vorher beschriebenen Dualphasenstähle, die durch unterschiedliche Gefügezusammensetzungen
charakterisiert sind.
[0019] Komplexphasenstähle sind nach EN 10346 Stähle, die geringe Anteile von Martensit, Restaustenit und/oder
Perlit in einem ferritisch/bainitischen Grundgefüge enthalten, wobei durch eine verzögerte
Rekristallisation oder durch Ausscheidungen von Mikrolegierungselementen eine starke
Kornfeinung bewirkt wird.
[0020] Diese Komplexphasenstähle besitzen im Vergleich zu Dualphasenstählen höhere Streckgrenzen,
ein größeres Streckgrenzenverhältnis, eine geringere Kaltverfestigung und ein höheres
Lochaufweitvermögen.
[0021] Ferritisch-bainitische Stähle sind nach EN 10346 Stähle, die Bainit oder verfestigten Bainit in einer Matrix aus
Ferrit und/oder verfestigtem Ferrit enthalten. Die Festigkeit der Matrix wird durch
eine hohe Versetzungsdichte, durch Kornfeinung und die Ausscheidung von Mikrolegierungselementen
bewirkt.
[0022] Dualphasenstähle sind nach EN 10346 Stähle mit einem ferritischen Grundgefüge, in dem eine martensitische
Zweitphase inselförmig eingelagert ist, fallweise auch mit Anteilen von Bainit als
Zweitphase. Bei hoher Zugfestigkeit zeigen Dualphasenstähle ein niedriges Streckgrenzenverhältnis
und eine starke Kaltverfestigung.
[0023] TRIP-Stähle sind nach EN 10346 Stähle mit einem überwiegend ferritischen Grundgefüge, in dem
Bainit und Restaustenit eingelagert ist, der während der Umformung zu Martensit umwandeln
kann (TRIP-Effekt). Wegen seiner starken Kaltverfestigung erreicht der Stahl hohe
Werte der Gleichmaßdehnung und Zugfestigkeit. In Verbindung mit dem Bake-Hardening-Effekt
sind hohe Bauteilfestigkeiten erreichbar. Diese Stähle eignen sich sowohl zum Streckziehen
als auch zum Tiefziehen. Bei der Materialumformung sind jedoch höhere Blechhalterkräfte
und Pressenkräfte erforderlich. Eine vergleichsweise starke Rückfederung ist zu berücksichtigen.
[0024] Zu den hochfesten Stählen mit einphasigem Gefüge zählen z.B. bainitische und martensitische
Stähle.
[0025] Bainitische Stähle sind nach EN 10346 Stähle, die sich durch eine sehr hohe Streckgrenze und Zugfestigkeit
bei einer ausreichend hohen Dehnung für Kaltumformprozesse auszeichnen. Aufgrund der
chemischen Zusammensetzung ist eine gute Schweißbarkeit gegeben. Das Gefüge besteht
typischerweise aus Bainit. Es können im Gefüge vereinzelt geringe Anteile anderer
Phasen, wie z.B. Martensit und Ferrit, enthalten sein.
[0026] Martensitische Stähle sind nach EN 10346 Stähle, die durch thermomechanisches Walzen kleine Anteile von
Ferrit und/oder Bainit in einem Grundgefüge aus Martensit enthalten. Diese Stahlsorte
zeichnet sich durch eine sehr hohe Streckgrenze und Zugfestigkeit bei einer ausreichend
hohen Dehnung für Kaltumformprozesse aus. Innerhalb der Gruppe der Mehrphasenstähle
weisen die martensitischen Stähle die höchsten Zugfestigkeitswerte auf. Die Eignung
zum Tiefziehen ist beschränkt. Die martensitischen Stähle eignen sich vorwiegend für
biegende Umformverfahren, wie Rollformen.
[0027] Vergütungsstähle sind nach EN 10083 Stähle, die durch Vergüten (=Härten und Anlassen) eine hohe Zug-
und Dauerfestigkeit erhalten. Führt die Abkühlung beim Härten an Luft zu Bainit oder
Martensit, wird das Verfahren "Lufthärten" genannt. Über ein nach dem Härten erfolgendes
Anlassen kann gezielt Einfluss auf das Festigkeits-/Zähigkeitsverhältnis genommen
werden.
Anwendungsbereiche und Fertigungsverfahren
[0028] Zum Einsatz kommen hoch- und höchstfeste Mehrphasenstähle u.a. in Struktur-, Fahrwerks-
und crashrelevanten Bauteilen, als Blechplatinen, Tailored Blanks (geschweißte Platinen)
sowie als flexibel kaltgewalzte Bänder, sogenannte TRB®s bzw. Tailored Strips.
[0029] Die
Tailor
Rolled
Blank Leichtbau-Technologie (TRB®) ermöglicht eine signifikante Gewichtsreduktion durch
eine belastungsangepasste Blechdicke über die Bauteillänge und/oder Stahlsorte.
[0030] In der kontinuierlichen Glühanlage findet eine spezielle Wärmebehandlung zur definierten
Gefügeeinstellung statt, wo z.B. durch vergleichsweise weiche Bestandteile, wie Ferrit
bzw. bainitischer Ferrit, der Stahl seine geringe Streckgrenze und durch seine harten
Bestandteile, wie Martensit bzw. kohlenstoffreichen Bainit, seine Festigkeit erhält.
[0031] Üblicherweise werden kaltgewalzte hoch- bis höchstfeste Stahlbänder aus wirtschaftlichen
Gründen im Durchlaufglühverfahren rekristallisierend zu gut umformbarem Feinblech
geglüht. Abhängig von der Legierungszusammensetzung und dem Bandquerschnitt werden
die Prozessparameter, wie Durchlaufgeschwindigkeit, Glühtemperaturen und Abkühlgeschwindigkeit
(Kühlgradienten), entsprechend den geforderten mechanisch-technologischen Eigenschaften
mit dem dafür notwendigen Gefüge eingestellt.
[0032] Zur Einstellung eines Dualphasengefüges wird das gebeizte Warmband in typischen Dicken
zwischen 1,50 bis 4,00 mm oder Kaltband in typischen Dicken von 0,50 bis 3,00 mm im
Durchlaufglühofen auf eine solche Temperatur aufgeheizt, dass sich während der Rekristallisation
und der Abkühlung die geforderte Gefügeausbildung einstellt.
[0033] Eine Konstanz der Temperatur ist gerade bei unterschiedlichen Dicken im Übergangsbereich
von einem Band zum anderen Band nur schwierig zu erreichen. Dies kann bei Legierungszusammensetzungen
mit zu kleinen Prozessfenstern bei der Durchlaufglühung dazu führen, dass z.B. das
dünnere Band entweder zu langsam durch den Ofen gefahren wird, wodurch die Produktivität
gesenkt wird, oder dass das dickere Band zu schnell durch den Ofen gefahren wird und
die notwendigen Glühtemperaturen und Kühlgradienten zur Erreichung des gewünschten
Gefüges nicht erreicht werden. Die Folgen sind vermehrter Ausschuss und hohe Fehlleistungskosten.
[0034] Aufgeweitete Prozessfenster sind notwendig, damit bei gleichen Prozessparametern
die geforderten Bandeigenschaften auch bei größeren Querschnittsänderungen der zu
glühenden Bänder möglich sind.
[0035] Besonders gravierend wird das Problem eines sehr engen Prozessfensters bei der Glühbehandlung,
wenn belastungsoptimierte Bauteile aus Warmband oder Kaltband hergestellt werden sollen,
die über die Bandlänge und Bandbreite (z.B. durch flexibles Walzen) variierende Banddicken
aufweisen.
[0036] Die Herstellung von TRB®s mit Mehrphasengefüge ist mit heute bekannten Legierungen
und verfügbaren kontinuierlichen Glühanlagen für stark variierende Banddicken allerdings
nicht ohne Mehraufwand, wie z.B. einer zusätzlichen Wärmebehandlung vor dem Kaltwalzen
(Warmbandweichglühen), möglich. In Bereichen unterschiedlicher Banddicke, d.h. bei
Vorliegen unterschiedlicher Kaltabwalzgrade kann aufgrund eines bei den gängigen legierungsspezifisch
engen Prozessfenstern auftretenden Temperaturgefälles kein homogenes mehrphasiges
Gefüge in kalt- wie auch warmgewalzten Stahlbändern eingestellt werden.
[0037] Ein Verfahren zur Herstellung eines Stahlbandes mit unterschiedlicher Dicke über
die Bandlänge wird z.B. in der
DE 100 37 867 A1 beschrieben.
[0038] Wenn aufgrund hoher Korrosionsschutzanforderungen die Oberfläche des Warm- oder Kaltbandes
schmelztauchveredelt werden soll, erfolgt die Glühbehandlung üblicherweise in einem
dem Schmelztauchbad vorgeschalteten Durchlaufglühofen.
[0039] Auch bei Warmband wird fallweise je nach Legierungskonzept das geforderte Gefüge
erst bei der Glühbehandlung im Durchlaufglühofen eingestellt, um die geforderten mechanischen
Eigenschaften zu realisieren.
[0040] Entscheidende Prozessparameter sind somit die Einstellung der Glühtemperatur und
der Geschwindigkeit, wie auch der Abkühlgeschwindigkeit (Kühlgradient) bei der Durchlaufglühung,
da die Phasenumwandlung temperatur- und zeitabhängig abläuft. Je unempfindlicher der
Stahl in Bezug auf die Gleichmäßigkeit der mechanischen Eigenschaften bei Änderungen
im Temperatur- und Zeitverlauf bei der Durchlaufglühung ist, desto größer ist das
Prozessfenster.
[0041] Beim Durchlaufglühen von warm- oder kaltgewalzten Stahlbändern unterschiedlicher
Dicke mit den zum Beispiel aus den Offenlegungsschriften
EP 2 028 282 A1,
WO 2013/113304 A2 oder
EP 2 031 081 A1 bekannten Legierungskonzepten für einen Dualphasenstahl besteht das Problem, dass
mit diesen Legierungszusammensetzungen zwar die geforderten mechanischen Eigenschaften
erfüllt werden, jedoch nur ein enges Prozessfenster für die Glühparameter vorhanden
ist, um bei Querschnittssprüngen, z.B. bei Breiten- oder Dickenänderungen, ohne Anpassung
der Prozessparameter gleichmäßige mechanische Eigenschaften über die Bandlänge einstellen
zu können.
[0042] Bei Anwendung der bekannten Legierungskonzepte ist es aufgrund des engen Prozessfensters
schon beim Durchlaufglühen unterschiedlich dicker Bänder nur schwer möglich über die
gesamte Bandlänge und Bandbreite gleichmäßige mechanische Eigenschaften zu erreichen.
[0043] Bei flexibel gewalzten Kaltbändern aus bekannten Stahllegierungen weisen wegen des
zu kleinen Prozessfensters die Bereiche mit geringerer Banddicke aufgrund der Umwandlungsvorgänge
bei der Abkühlung entweder zu hohe Festigkeiten durch zu große Martensitanteile auf,
oder die Bereiche mit größerer Banddicke erreichen zu geringe Festigkeiten durch zu
geringe Martensitanteile. Homogene mechanisch-technologische Eigenschaften über die
Bandlänge oder -breite sind mit den bekannten Legierungskonzepten beim Durchlaufglühen
praktisch nicht zu erreichen.
[0044] Das Ziel, die resultierenden mechanisch-technologischen Eigenschaften in einem engen
Bereich über Bandbreite und Bandlänge durch die gesteuerte Einstellung der Volumenanteile
der Gefügebestandteile zu erreichen, hat oberste Priorität und ist nur durch ein vergrößertes
Prozessfenster möglich. Die bekannten Legierungskonzepte sind durch ein zu enges Prozessfenster
charakterisiert und deshalb zur Lösung der vorliegenden Problematik, insbesondere
bei flexibel gewalzten Bändern, ungeeignet. Mit den bekannten Legierungskonzepten
sind derzeit nur Stähle einer Festigkeitsklasse mit definierten Querschnittsbereichen
(Banddicke und Bandbreite) darstellbar, so dass für unterschiedliche Festigkeitsklassen
und/oder Querschnittsbereiche veränderte Legierungskonzepte notwendig sind.
[0045] Bei der Stahlherstellung zeigt sich ein Trend zur Reduzierung des Kohlenstoffäquivalents,
um eine verbesserte Kaltverarbeitung (Kaltwalzen, Kaltumformen) sowie bessere Gebrauchseigenschaften
zu erreichen.
[0046] Aber auch die Schweißeignung charakterisiert unter anderem durch das Kohlenstoffäquivalent
ist eine wichtige Beurteilungsgröße.
[0047] Beispielsweise werden in den nachfolgenden Kohlenstoffäquivalenten
- CEV(IIW) = C + Mn/6 + (Cu + Ni)/15 + (Cr + Mo + V)/5
- CET = C + (Mn + Mo)/10 + (Cr + Cu)/20 + Ni/40
- PCM = C + (Mn + Cu + Cr)/20 + Ni/60 + Mo/15 + V/10 + 5 B
die charakteristischen Standardelemente, wie Kohlenstoff und Mangan, sowie Chrom bzw.
Molybdän und Vanadium berücksichtigt (Gehalte in Gew.-%).
[0048] Silizium spielt bei der Berechnung des Kohlenstoffäquivalents nur eine untergeordnete
Rolle. Dies ist in Bezug auf die Erfindung von entscheidender Bedeutung. Die Absenkung
des Kohlenstoffäquivalents durch geringere Gehalte an Kohlenstoff sowie von Mangan
soll durch die Anhebung des Silizium-Gehalts kompensiert werden. Somit werden bei
gleichen Festigkeiten die Kantenrissunempfindlichkeit sowie die Schweißeignung verbessert.
[0049] Ein niedriges Streckgrenzenverhältnis (Re/Rm) in einem Festigkeitsbereich über 950
MPa im Ausgangszustand ist typisch für einen Dualphasenstahl und dient vor allem der
Umformbarkeit bei Streck- und Tiefziehvorgängen. Es gibt dem Konstrukteur Auskunft
über den Abstand zwischen einsetzender plastischer Deformation und Versagen des Werkstoffes
bei quasistatischer Beanspruchung. Dementsprechend stellen niedrigere Streckgrenzenverhältnisse
einen größeren Sicherheitsabstand zum Bauteilversagen dar.
[0050] Ein höheres Streckgrenzenverhältnis (Re/Rm), wie es für Komplexphasenstähle typisch
ist, zeichnet sich auch durch einen hohen Widerstand gegen Kantenrisse aus. Dies lässt
sich auf die geringeren Unterschiede in den Festigkeiten und Härten der einzelnen
Gefügebestandteile und das feinere Gefüge zurückführen, was sich günstig auf eine
homogene Verformung im Bereich der Schnittkante auswirkt.
[0051] Bezüglich der Streckgrenze gibt es in den Normen einen Überlappungsbereich, wie auch
beim Streckgrenzenverhältnis (Re/Rm), in dem eine Zuordnung sowohl zu Komplex- als
auch zu Dualphasenstählen möglich ist und zu verbesserten Materialeigenschaften führt.
[0052] Die analytische Landschaft zur Erreichung von Mehrphasenstählen mit Mindestzugfestigkeiten
von 950 MPa ist sehr vielfältig und zeigt sehr große Legierungsbereiche bei den festigkeitssteigernden
Elementen Kohlenstoff, Silizium, Mangan, Phosphor, Stickstoff, Aluminium sowie Chrom
und/oder Molybdän wie auch in der Zugabe von Mikrolegierungen, wie Titan, Niob, Vanadium
und Bor.
[0053] Das Abmessungsspektrum in diesem Festigkeitsbereich ist breit und liegt im Dickenbereich
von etwa 0,50 bis etwa 4,00 mm für Bänder, die zur Durchlaufglühung vorgesehen sind.
Als Vormaterial kann Warmband, kaltnachgewalztes Warmband und Kaltband zum Einsatz
kommen. Es finden überwiegend Bänder bis etwa 1600 mm Breite Anwendung, aber auch
Spaltbandabmessungen, die durch Längsteilen der Bänder entstehen. Bleche bzw. Tafeln
werden durch Querteilen der Bänder gefertigt.
[0054] Die zum Beispiel aus den Schriften
EP 1 807 544 B1,
WO 2011/000351 und
EP 2 227 574 B1 bekannten lufthärtbaren Stahlsorten mit Mindestzugfestigkeiten von 800 (LH®800) bzw.
900 MPa (LH®900) in warm- oder kaltgewalzter Ausführung zeichnen sich besonders durch
ihre sehr gute Umformbarkeit im weichen Zustand (Tiefzieheigenschaften) und durch
ihre hohe Festigkeit nach der Wärmebehandlung (Vergüten) aus.
[0055] Beim Härten wird das Gefüge des Stahles durch Aufheizen in den austenitischen Bereich
überführt, vorzugsweise auf Temperaturen über 950°C unter Schutzgasatmosphäre. Beim
anschließenden Abkühlen an der Luft bzw. an Schutzgas erfolgt die Ausbildung einer
martensitischen Gefügestruktur für ein hochfestes Bauteil.
[0056] Das anschließende Anlassen ermöglicht den Abbau von Eigenspannungen im gehärteten
Bauteil. Gleichzeitig wird die Härte des Bauteiles so verringert, dass die geforderten
Zähigkeitswerte erreicht werden.
[0057] Der Erfindung liegt daher die Aufgabe zugrunde, ein neues kostengünstiges Legierungskonzept
für einen höchstfesten lufthärtbaren Mehrphasenstahl mit hervorragenden Verarbeitungseigenschaften
und mit einer Mindestzugfestigkeit von 950 MPa im nicht vergüteten Zustand, längs
und quer zur Walzrichtung, vorzugsweise mit einem Dualphasengefüge, zu schaffen, mit
dem das Prozessfenster für die Durchlaufglühung von Warm- oder Kaltbändern so erweitert
ist, dass neben Bändern mit unterschiedlichen Querschnitten auch Stahlbänder mit über
Bandlänge und ggf. Bandbreite variierender Dicke und den damit entsprechend variierenden
Kaltabwalzgraden mit möglichst homogenen mechanisch-technologischen Eigenschaften
erzeugt werden können.
[0058] Außerdem soll die Schmelztauchveredelung des Stahls gewährleistet sein und ein Verfahren
zur Herstellung eines aus diesem Stahl hergestellten Bandes angegeben werden.
[0059] Auch sollen ein ausreichendes Umformvermögen, die HFI-Schweißbarkeit, eine hervorragende
allgemeine Schweißbarkeit sowie Schmelztauch- und Anlassbeständigkeit sichergestellt
sein.
[0060] Nach der Lehre der Erfindung wird diese Aufgabe durch einen Stahl mit folgender chemischen
Zusammensetzung in Gew.-% gelöst:
C ≥ 0,075 bis ≤ 0,115
Si ≥ 0,400 bis ≤ 0,500
Mn ≥ 1,900 bis ≤ 2,350
Cr ≥ 0,200 bis ≤ 0,500
Al ≥ 0,005 bis ≤ 0,060
N ≥ 0,0020 bis ≤ 0,0120
S ≤ 0,0030
Nb ≥ 0,005 bis ≤ 0,060
Ti ≥ 0,005 bis ≤ 0,060
B ≥ 0,0005 bis ≤ 0,0030
Mo ≥ 0,200 bis ≤ 0,300
Ca ≥ 0,0005 bis ≤ 0,0060
Cu ≤ 0,050
Ni ≤ 0,050
[0061] Rest Eisen, einschließlich üblicher stahlbegleitender, erschmelzungsbedingter Verunreinigungen,
bei dem im Hinblick auf ein möglichst breites Prozessfenster bei der Durchlaufglühung
von Warm- oder Kaltbändern aus diesem Stahl, der Summengehalt von Mn+Si+Cr abhängig
von der erzeugten Banddicke, wie folgt eingestellt ist:
bis 1,00 mm: Summe aus Mn+Si+Cr ≥ 2,800 und ≤ 3,000%
über 1,00 bis 2,00 mm: Summe aus Mn+Si+Cr ≥ 2,850 und ≤ 3,100%
über 2,00 mm: Summe aus Mn+Si+Cr ≥ 2,900 und ≤ 3,200%
[0062] Durch die in den Verfahrensansprüchen 24 und 25 beschriebene Möglichkeit einer Schmelztauchveredelung
(z.B. Feuerverzinken) von Stahlbändern aus dem erfindungsgemäßen Stahl mit hohen Siliziumgehalten
bis 0,500% kann auf eine Zugabe von Vanadium zur Sicherstellung der Anlassbeständigkeit
verzichtet werden.
[0063] Erfindungsgemäß besteht das Gefüge aus den Hauptphasen Ferrit und Martensit und der
die verbesserten mechanische Eigenschaften des Stahls bestimmenden Nebenphase Bainit.
[0064] Der Stahl zeichnet sich durch niedrige Kohlenstoffäquivalente aus und ist beim Kohlenstoffäquivalent
CEV (IIW) blechdickenabhängig auf die Zugabe von max. 0,66% begrenzt, damit eine hervorragende
Schweißbarkeit und die nachfolgend beschriebenen weiteren spezifischen Eigenschaften
erzielt werden können. Als vorteilhaft hat sich bei Blechdicken bis 1,00 mm ein CEV(IIW)-Wert
von max. 0,62%, bei Blechdicken bis 2,00 mm ein Wert von max. 0,64% und oberhalb von
2,00 mm ein Wert von max. 0,66% herausgestellt.
Durch seine chemische Zusammensetzung lässt sich der Stahl in einem breiten Warmwalzparameterspektrum
herstellen, beispielsweise mit Haspeltemperaturen oberhalb der Bainitstarttemperatur
(Variante A). Zusätzlich kann durch eine gezielte Prozesssteuerung eine Gefügestruktur
eingestellt werden, die es erlaubt, den erfindungsgemäßen Stahl anschließend ohne
vorheriges Weichglühen kaltzuwalzen, wobei Kaltwalzgrade zwischen 10 bis 40% pro Kaltwalzdurchgang
Anwendung finden.
[0065] Der Stahl ist als Vormaterial sehr gut geeignet für eine Schmelztauchveredelung und
weist durch die erfindungsgemäß in Abhängigkeit von der zu erzeugenden Banddicke zugegebenen
summenbezogenen Menge an Mn, Si und Cr ein deutlich vergrößertes Prozessfenster im
Vergleich zu den bekannten Stählen auf.
[0066] Bei Versuchen hat sich überraschend herausgestellt, dass ein breites Prozessfenster
mit den geforderten mechanischen Eigenschaften eingehalten werden kann, wenn der Gesamtgehalt
von Mn+Si+Cr blechdickenabhängig eingestellt wird.
Für einen Stahl geringerer Mindestzugfestigkeit wird eine entsprechende Abhängigkeit
in der DE 10 2012 013 113 A1 beschrieben.
[0067] Daraus resultiert eine erhöhte Prozesssicherheit beim Durchlaufglühen von Kalt- und
Warmband mit Dual- bzw. Mehrphasengefüge. Daher können für durchlaufgeglühte Warm-
oder Kaltbänder homogenere mechanisch-technologische Eigenschaften im Band auch bei
unterschiedlichen Querschnitten und sonst gleichen Prozessparametern eingestellt werden.
Dies gilt für das Durchlaufglühen aufeinander folgender Bänder mit unterschiedlichen
Bandquerschnitten, wie auch für Bänder mit variierender Banddicke über Bandlänge bzw.
Bandbreite. Beispielsweise ist damit eine Prozesssierung in ausgewählten Dickenbereichen
möglich (z.B. unter 1,00 mm Banddicke, 1,00 mm bis 2,00 mm Banddicke und über 2,00
mm Banddicke).
[0068] Werden erfindungsgemäß im Durchlaufglühverfahren höherfeste Warm- oder Kaltbänder
aus Mehrphasenstahl mit variierenden Banddicken erzeugt, können aus daraus vorteilhaft
belastungsoptimierte Bauteile hergestellt werden.
[0069] Das erfindungsgemäße Stahlband kann als Kalt- und Warmband sowie als kaltnachgewalztes
Warmband mittels einer Feuerverzinkungslinie oder einer reinen Durchlaufglühanlage
erzeugt werden im dressierten und undressierten, im streckbiegegerichteten und nicht
streckbiegegerichteten und auch im wärmebehandelten (überalterten) Zustand.
[0070] Mit der erfindungsgemäßen Legierungszusammensetzung können Stahlbänder durch eine
interkritische Glühung zwischen A
c1 und A
c3 bzw. bei einer austenitisierenden Glühung über A
c3 mit abschließender gesteuerter Abkühlung erzeugt werden, die zu einem Dual- bzw.
Mehrphasengefüge führt.
[0071] Als vorteilhaft haben sich Glühtemperaturen von etwa 700 bis 950°C herausgestellt.
Abhängig vom Gesamtprozess (nur Durchlaufglühen oder zusätzliche Schmelztauchveredelung)
gibt es unterschiedliche Ansätze für eine Wärmebehandlung.
[0072] Bei einer Durchlaufglühanlage ohne anschließende Schmelztauchveredelung wird das
Band ausgehend von der Glühtemperatur mit einer Abkühlgeschwindigkeit von ca. 15 bis
100°C/s auf eine Zwischentemperatur von ca. 160 bis 250°C abgekühlt. Optional kann
vorab mit einer Abkühlgeschwindigkeit von ca. 15 bis 100°C/s auf eine vorherige Zwischentemperatur
von 300 bis 500°C abgekühlt werden. Die Abkühlung bis zur Raumtemperatur erfolgt abschließend
mit einer Abkühlgeschwindigkeit von ca. 2 bis 30°C/s (s.a. Verfahren 1,
Figur 6a).
[0073] Bei einer Wärmebehandlung im Rahmen einer Schmelztauchveredelung gibt es zwei Möglichkeiten
der Temperaturführung. Die Kühlung wird wie oben beschrieben vor dem Eintritt in das
Schmelzbad angehalten und erst nach dem Austritt aus dem Bad bis zum Erreichen der
Zwischentemperatur von ca. 200 bis 250°C fortgesetzt. Abhängig von der Schmelzbadtemperatur
ergibt sich dabei eine Haltetemperatur im Schmelzbad von ca. 400 bis 470°C. Die Abkühlung
bis zur Raumtemperatur erfolgt wieder mit einer Abkühlgeschwindigkeit von ca. 2 bis
30°C/s (s.a. Verfahren 2,
Figur 6b).
[0074] Die zweite Variante der Temperaturführung bei der Schmelztauchveredelung beinhaltet
das Halten der Temperatur für ca. 1 bis 20 s bei der Zwischentemperatur von ca. 200
bis 350°C und ein anschließendes Wiedererwärmen auf die zur Schmelztauchveredelung
benötigte Temperatur von ca. 400 bis 470°C. Das Band wird nach der Veredelung wieder
auf ca. 200 bis 250°C abgekühlt. Die Abkühlung auf Raumtemperatur erfolgt wieder mit
einer Abkühlgeschwindigkeit von ca. 2 bis 30°C/s (s.a. Verfahren 3,
Figur 6c).
Bei bekannten Dualphasenstählen sind neben Kohlenstoff auch Mangan, Chrom und Silizium
für die Umwandlung von Austenit zu Martensit verantwortlich. Erst die erfindungsgemäße
Kombination der in den angegebenen Grenzen zulegierten Elemente Kohlenstoff, Silizium,
Mangan, Stickstoff, Molybdän und Chrom sowie Niob, Titan und Bor sichert einerseits
die geforderten mechanischen Eigenschaften wie Mindestzugfestigkeiten von 950 MPa
bei gleichzeitig deutlich verbreitertem Prozessfenster bei der Durchlaufglühung.
[0075] Werkstoffcharakteristisch ist auch, dass durch die Zugabe von Mangan mit ansteigenden
Gewichtsprozenten das Ferritgebiet zu längeren Zeiten und tieferen Temperaturen während
der Abkühlung verschoben wird. Die Anteile von Ferrit werden dabei durch erhöhte Anteile
von Bainit je nach Prozessparameter mehr oder weniger stark reduziert.
[0076] Durch die Einstellung eines niedrigen Kohlenstoffgehaltes von ≤ 0,115 Gew.-% kann
das Kohlenstoffäquivalent reduziert werden, wodurch die Schweißeignung verbessert
und zu große Aufhärtungen beim Schweißen vermieden werden. Beim Widerstandspunktschweißen
kann darüber hinaus die Elektrodenstandzeit deutlich erhöht werden.
[0077] Nachfolgend wird die Wirkung der Elemente in der erfindungsgemäßen Legierung näher
beschrieben. Begleitelemente sind unvermeidlich und werden im Analysenkonzept hinsichtlich
ihrer Wirkung, wenn notwendig, berücksichtigt.
[0078] Bealeitelemente sind Elemente, die bereits im Eisenerz vorhanden sind, bzw. herstellungsbedingt in
den Stahl gelangen. Aufgrund ihrer überwiegend negativen Einflüsse sind sie in der
Regel unerwünscht. Es wird versucht, sie bis zu einem tolerierbaren Gehalt zu entfernen
bzw. in unschädlichere Formen zu überführen.
[0079] Wasserstoff (H) kann als einziges Element ohne Gitterverspannungen zu erzeugen durch das Eisengitter
diffundieren. Dies führt dazu, dass der Wasserstoff im Eisengitter relativ beweglich
ist und während der Verarbeitung des Stahls verhältnismäßig leicht aufgenommen werden
kann. Wasserstoff kann dabei nur in atomarer (ionischer) Form ins Eisengitter aufgenommen
werden.
[0080] Wasserstoff wirkt stark versprödend und diffundiert bevorzugt zu energetisch günstigen
Stellen (Fehlstellen, Korngrenzen etc.). Dabei fungieren Fehlstellen als Wasserstofffallen
und können die Verweildauer des Wasserstoffes im Werkstoff erheblich erhöhen.
[0081] Durch eine Rekombination zu molekularem Wasserstoff können Kaltrisse entstehen. Dieses
Verhalten tritt bei der Wasserstoffversprödung oder bei wasserstoffinduzierter Spannungsrisskorrosion
auf. Auch beim verzögerten Riss, dem sogenannten Delayed-Fracture, der ohne äußere
Spannungen auftritt, wird Wasserstoff oft als auslösender Grund genannt. Daher sollte
der Wasserstoffgehalt im Stahl so gering wie möglich sein.
[0082] Ein gleichmäßigeres Gefüge, das bei dem erfindungsgemäßen Stahl u.a. durch sein aufgeweitetes
Prozessfenster erzielt wird, vermindert zudem die Anfälligkeit gegenüber einer Wasserstoffversprödung.
[0083] Sauerstoff (O): Im schmelzflüssigen Zustand hat der Stahl eine verhältnismäßig große Aufnahmefähigkeit
für Gase. Bei Raumtemperatur ist Sauerstoff jedoch nur in sehr geringen Mengen löslich.
Analog zum Wasserstoff kann Sauerstoff nur in atomarer Form in den Werkstoff diffundieren.
Wegen der stark versprödenden Wirkung sowie der negativen Auswirkungen auf die Alterungsbeständigkeit
wird während der Herstellung so weit wie möglich versucht, den Sauerstoffgehalt zu
reduzieren.
[0084] Zur Verringerung des Sauerstoffs existieren zum einen verfahrenstechnische Ansätze
wie eine Vakuumbehandlung und zum anderen analytische Ansätze. Durch Zugabe von bestimmten
Legierungselementen kann der Sauerstoff in ungefährlichere Zustände überführt werden.
So ist ein Abbinden des Sauerstoffes im Zuge einer Desoxidation des Stahls mit Mangan,
Silizium und/oder Aluminium in der Regel üblich. Die dadurch entstehenden Oxide können
jedoch als Fehlstellen im Werkstoff negative Eigenschaften hervorrufen.
[0085] Aus vorgenannten Gründen sollte deshalb der Sauerstoffgehalt im Stahl so gering wie
möglich sein.
[0086] Phosphor (P) ist ein Spurenelement aus dem Eisenerz und wird im Eisengitter als Substitutionsatom
gelöst. Phosphor steigert durch Mischkristallverfestigung die Härte und verbessert
die Härtbarkeit. Es wird allerdings im Allgemeinen versucht, den Phosphorgehalt soweit
wie möglich abzusenken, da dieser unter anderem durch seine geringe Löslichkeit im
erstarrenden Medium stark zur Seigerung neigt und im hohen Maße die Zähigkeit vermindert.
Durch die Anlagerung von Phosphor an den Korngrenzen treten Korngrenzenbrüche auf.
Zudem setzt Phosphor die Übergangstemperatur von zähem zu sprödem Verhalten bis zu
300°C herauf. Während des Warmwalzens können oberflächennahe Phosphoroxide an den
Korngrenzen zu Bruchaufreißungen führen.
[0087] In einigen Stählen wird Phosphor allerdings aufgrund der niedrigen Kosten und der
hohen Festigkeitssteigerung in geringen Mengen (< 0,1 Gew.%) als Mikrolegierungselement
verwendet beispielsweise in höherfesten IF-Stählen (interstitial free), Bake-Hardening-Stählen
oder auch in einigen Legierungskonzepten für Dualphasenstähle. Der erfindungsgemäße
Stahl unterscheidet sich von bekannten Analysenkonzepten, die Phosphor als Mischkristallbildner
verwenden unter anderem dadurch, dass Phosphor nicht zulegiert sondern möglichst niedrig
eingestellt wird.
[0088] Aus vorgenannten Gründen ist der Phosphorgehalt beim erfindungsgemäßen Stahl auf
bei der Stahlherstellung unvermeidbare Mengen begrenzt.
[0089] Schwefel (S) ist wie Phosphor als Spurenelement im Eisenerz gebunden. Schwefel ist im Stahl unerwünscht
(Ausnahme Automatenstähle), da er zu starker Seigerung neigt und stark versprödend
wirkt. Es wird deshalb versucht, einen möglichst geringen Gehalt an Schwefel in der
Schmelze, z.B. durch eine Vakuumbehandlung, zu erreichen. Des Weiteren wird der vorhandene
Schwefel durch Zugabe von Mangan in die relativ ungefährliche Verbindung Mangansulfid
(MnS) überführt. Die Mangansulfide werden während des Walzprozesses oft zeilenartig
ausgewalzt und fungieren als Keimstellen für die Umwandlung. Dies führt vor allem
bei diffusionsgesteuerter Umwandlung zu einem zeilig ausgeprägten Gefüge und kann
bei stark ausgeprägter Zeiligkeit zu verschlechterten mechanischen Eigenschaften führen
(z.B. ausgeprägte Martensitzeilen statt verteilter Martensitinseln, anisotropes Werkstoffverhalten,
verminderte Bruchdehnung).
[0090] Aus vorgenannten Gründen ist der Schwefelgehalt beim erfindungsgemäßen Stahl auf
≤ 0,0030 Gew.-%, vorteilhaft auf ≤ 0,0025 Gew.-% bzw. optimal auf ≤ 0,0020 Gew.-%
bzw. auf bei der Stahlherstellung unvermeidbare Mengen begrenzt.
[0091] Legierungselemente werden dem Stahl in der Regel zugegeben, um gezielt bestimmte Eigenschaften zu beeinflussen.
Dabei kann ein Legierungselement in verschiedenen Stählen unterschiedliche Eigenschaften
beeinflussen. Die Wirkung hängt im Allgemeinen stark von der Menge und dem Lösungszustand
im Werkstoff ab.
[0092] Die Zusammenhänge können demnach durchaus vielseitig und komplex sein. Im Folgenden
soll auf die Wirkung der Legierungselemente näher eingegangen werden.
[0093] Kohlenstoff (C) gilt als das wichtigste Legierungselement im Stahl. Durch seine gezielte Einbringung
von bis zu 2,06 Gew.-% wird Eisen erst zum Stahl. Oft wird während der Stahlherstellung
der Kohlenstoffanteil drastisch abgesenkt. Bei Dualphasenstählen für eine kontinuierliche
Schmelztauchveredelung beträgt sein Anteil gemäß EN 10346 bzw. VDA 239-100 maximal
0,230 Gew.-%, ein Mindestwert ist nicht vorgegeben.
[0094] Kohlenstoff wird aufgrund seines vergleichsweise kleinen Atomradius interstitiell
im Eisengitter gelöst. Die Löslichkeit beträgt dabei im α-Eisen maximal 0,02% und
im γ-Eisen maximal 2,06%. Kohlenstoff steigert in gelöster Form die Härtbarkeit von
Stahl erheblich und ist damit unerlässlich für die Bildung einer ausreichenden Menge
an Martensit. Zu hohe Kohlenstoffgehalte erhöhen jedoch den Härteunterschied zwischen
Ferrit und Martensit und schränken die Schweißbarkeit ein.
[0095] Um die Anforderungen z.B. an hohe Lochaufweitung und Biegewinkel zu erfüllen, enthält
der erfindungsgemäße Stahl Kohlenstoffgehalte von kleiner gleich 0,115 Gew.-%.
[0096] Durch die unterschiedliche Löslichkeit des Kohlenstoffs in den Phasen werden ausgeprägte
Diffusionsvorgänge bei der Phasenumwandlung notwendig, die zu sehr verschiedenen kinetischen
Bedingungen führen können. Zudem erhöht Kohlenstoff die thermodynamische Stabilität
des Austenits, was sich im Phasendiagramm in einer Erweiterung des Austenitgebietes
zu niedrigeren Temperaturen zeigt. Mit steigendem zwangsgelöstem Kohlenstoffgehalt
im Martensit steigen die Gitterverzerrungen und damit verbunden die Festigkeit der
diffusionslos entstandenen Phase.
[0097] Kohlenstoff bildet zudem Karbide. Eine nahezu in jedem Stahl vorkommende Gefügephase
ist der Zementit (Fe
3C). Es können sich jedoch auch wesentlich härtere Sonderkarbide mit anderen Metallen
wie zum Beispiel Chrom, Titan, Niob, Vanadium bilden. Dabei ist nicht nur die Art
sondern auch die Verteilung und Größe der Ausscheidungen von entscheidender Bedeutung
für die resultierende Festigkeitssteigerung. Um einerseits eine ausreichende Festigkeit
und andererseits eine gute Schweißbarkeit, eine verbesserte Lochaufweitung, einen
verbesserten Biegewinkel und einen ausreichenden Widerstand gegen wasserstoffinduzierte
Rissbildung (d.h. Delayed fracture free) sicherzustellen, werden deshalb der minimale
C-Gehalt auf 0,075 Gew.-% und der maximale C-Gehalt auf 0,115 Gew.-% festgelegt, vorteilhaft
sind Gehalte mit einer querschnittsabhängigen Differenzierung, wie:
Materialdicke unter 1,00 mm (C von ≤ 0,100 Gew.-%)
Materialdicken zwischen 1,00 bis 2,00 mm (C ≤ 0,105 Gew.-%)
Materialdicken über 2,00 mm (C ≤ 0,115 Gew.-%).
[0098] Silizium (Si) bindet beim Vergießen Sauerstoff und wird daher zur Beruhigung im Zuge der Desoxidation
des Stahls verwendet. Wichtig für die späteren Stahleigenschaften ist, dass der Seigerungskoeffizient
deutlich geringer ist als z.B. der von Mangan (0,16 im Vergleich zu 0,87). Seigerungen
führen allgemein zu einer zeiligen Anordnung der Gefügebestandteile, welche die Umformeigenschaften,
z.B. die Lochaufweitung und Biegefähigkeit, verschlechtern.
[0099] Werkstoffcharakteristisch bewirkt die Zugabe von Silizium eine starke Mischkristallverfestigung.
Überschlägig bewirkt eine Zugabe von 0,1% Silizium eine Erhöhung der Zugfestigkeit
um ca. 10 MPa, wobei sich bei einer Zugabe bis zu 2,2% Silizium die Dehnung nur geringfügig
verschlechtert. Dies wurde für unterschiedliche Blechdicken und Glühtemperaturen untersucht.
Die Steigerung von 0,2% auf 0,5% Silizium bewirkte eine Festigkeitszunahme von ca.
20 MPa in der Streckgrenze und ca. 70 MPa in der Zugfestigkeit. Die Bruchdehnung nimmt
dabei um etwa 2% ab. Letzteres liegt unter anderem daran, dass Silizium die Löslichkeit
von Kohlenstoff im Ferrit herabsetzt und die Aktivität von Kohlenstoff im Ferrit erhöht,
somit die Bildung von Karbiden verhindert, welche als spröde Phasen die Duktilität
mindern, was wiederum die Umformbarkeit verbessert. Durch die geringe festigkeitssteigernde
Wirkung von Silizium innerhalb der Spanne des erfindungsgemäßen Stahles wird die Grundlage
für ein breites Prozessfenster geschaffen.
[0100] Ein weiterer wichtiger Effekt ist, dass Silizium die Bildung von Ferrit zu kürzeren
Zeiten und Temperaturen verschiebt und somit die Entstehung von ausreichend Ferrit
vor der Abschreckung ermöglicht. Beim Warmwalzen wird dadurch eine Grundlage für eine
verbesserte Kaltwalzbarkeit geschaffen. Beim Schmelztauchveredeln wird durch die beschleunigte
Ferritbildung der Austenit mit Kohlenstoff angereichert und so stabilisiert. Da Silizium
die Karbidbildung behindert, wird der Austenit zusätzlich stabilisiert. Somit lässt
sich bei der beschleunigten Abkühlung die Bildung von Bainit zugunsten von Martensit
unterdrücken.
[0101] Die Zugabe von Silizium in der erfindungsgemäßen Spanne hat zu weiteren im Folgenden
beschriebenen überraschenden Effekten geführt. Die oben beschriebene Verzögerung der
Karbidbildung könnte z.B. auch durch Aluminium herbeigeführt werden. Aluminium bildet
jedoch stabile Nitride, so dass nicht ausreichend Stickstoff für die Bildung von Karbonitriden
mit Mikrolegierungselementen zur Verfügung steht. Durch die Legierung mit Silizium
besteht dieses Problem nicht, da Silizium weder Karbide noch Nitride bildet. Somit
wirkt sich Silizium indirekt positiv auf die Ausscheidungsbildung durch Mikrolegierungen
aus, die sich wiederum positiv auf die Festigkeit des Werkstoffs auswirken. Da die
Erhöhung der Umwandlungstemperaturen durch Silizium tendenziell Kornvergröberung begünstigt,
ist eine Mikrolegierung mit Niob, Titan und Bor besonders zweckmäßig, wie auch die
gezielte Einstellung des Stickstoffgehaltes im erfindungsgemäßen Stahl.
[0102] Beim Warmwalzen soll es bekanntermaßen bei höher siliziumlegierten Stählen zur Bildung
von stark haftendem roten Zunder und zu erhöhter Gefahr von Zundereinwalzungen kommen,
was Einfluss auf das anschließende Beizergebnis und die Beizproduktivität haben kann.
Dieser Effekt konnte beim erfindungsgemäßen Stahl mit 0,400 bis 0,500% Silizium nicht
festgestellt werden, wenn die Beizung vorteilhaft mit Salzsäure statt mit Schwefelsäure
durchgeführt wird.
[0103] Bezüglich der Verzinkbarkeit siliziumhaltiger Stähle wird u.a. in der
DE 196 10 675 C1 ausgeführt, dass Stähle mit bis zu 0,800 Gew.-% Silizium bzw. bis zu 2,000 Gew.-%
Silizium nicht feuerverzinkbar seien aufgrund der sehr schlechten Benetzbarkeit der
Stahloberfläche mit dem flüssigen Zink.
[0104] Neben der Rekristallisation des walzharten Bandes bewirken die atmosphärischen Bedingungen
während der Glühbehandlung in einer kontinuierlichen Schmelztauchbeschichtungsanlage
eine Reduktion von Eisenoxid, das sich z.B. beim Kaltwalzen oder infolge der Lagerung
bei Raumtemperatur auf der Oberfläche ausbilden kann. Für sauerstoffaffine Legierungsbestandteile,
wie z.B. Silizium, Mangan, Chrom, Bor ist die Gasatmosphäre jedoch oxidierend mit
der Folge, dass eine Segregation und selektive Oxidation dieser Elemente auftreten
kann. Die selektive Oxidation kann sowohl extern, das heißt auf der Substratoberfläche,
als auch intern innerhalb der metallischen Matrix stattfinden.
[0105] Es ist bekannt, dass insbesondere Silizium während des Glühens an die Oberfläche
diffundiert und allein oder zusammen mit Mangan Oxide an der Stahloberfläche bildet.
Diese Oxide können den Kontakt zwischen Substrat und Schmelze unterbinden und die
Benetzungsreaktion verhindern bzw. deutlich verschlechtern. Hierdurch können unverzinkte
Stellen, so genannte "Bare Spots", oder sogar großflächige Bereiche ohne Beschichtung
auftreten. Desweiteren kann durch eine verschlechterte Benetzungsreaktion mit der
Folge einer unzureichenden Hemmschichtausbildung die Adhäsion der Zink- bzw. Zinklegierungsschicht
auf dem Stahlsubstrat vermindert werden. Die oben genannten Mechanismen können auch
bei gebeiztem Warmband bzw. kaltnachgewalztem Warmband zutreffen.
[0106] Entgegen dieses allgemeinen Fachwissens wurde im Rahmen von Versuchen überraschend
festgestellt, dass allein durch eine geeignete Ofenfahrweise beim Rekristallisationsglühen
und beim Durchlaufen des Schmelztauchbades eine gute Schmelztauchveredelung des Stahlbandes
und eine gute Haftung des Überzuges erreicht werden kann.
[0107] Hierzu ist zunächst sicherzustellen, dass die Bandoberfläche durch eine chemischmechanische
bzw. thermisch-hydromechanische Vorreinigung frei von Zunderresten, Beiz- bzw. Walzöl
oder anderen Schmutzpartikeln ist. Um zu verhindern, dass Siliziumoxide an die Bandoberfläche
gelangen, sind ferner Methoden zu ergreifen, die die innere Oxidation der Legierungselemente
unterhalb der Werkstoffoberfläche fördern. Abhängig von der Anlagenkonfiguration kommen
hier unterschiedliche Maßnahmen zur Anwendung.
[0108] Bei einer Anlagenkonfiguration, bei der der Glühprozessschritt ausschließlich in
einem Strahlrohrofen (
radiant
tube
furnace: RTF) durchgeführt wird (siehe Verfahren 3 in
Figur 6c), kann die innere Oxidation der Legierungselemente durch Einstellung des Sauerstoffpartialdrucks
der Ofenatmosphäre (N
2-H
2-Schutzgasatmosphäre) gezielt beeinflusst werden. Der eingestellte Sauerstoffpartialdruck
muss dabei nachfolgender Gleichung genügen, wobei die Ofentemperatur zwischen 700
und 950°C liegt.
[0109] Hierbei bezeichnen Si, Mn, Cr, B die entsprechenden Legierungsanteile im Stahl in
Gew.-% und pO
2 den Sauerstoffpartialdruck in mbar.
[0110] Bei einer Anlagenkonfiguration, in der der Ofenbereich aus einer Kombination von
einem direkt befeuerten Ofen (
direct
fired
furnace: DFF bzw.
non-
oxidizing
furnace: NOF) und einem nachfolgenden Strahlrohrofen besteht (siehe Verfahren 2 in
Figur 6b), lässt sich die selektive Oxidation der Legierungselemente ebenfalls über die Gasatmosphären
der Ofenbereiche beeinflussen.
[0111] Über die Verbrennungsreaktion im NOF lassen sich der Sauerstoffpartialdruck und damit
das Oxidationspotential für Eisen und die Legierungselemente einstellen. Dieses ist
so einzustellen, dass die Oxidation der Legierungselemente intern unterhalb der Stahloberfläche
stattfindet und sich ggfs. eine dünne Eisenoxidschicht auf der Stahloberfläche nach
dem Durchlauf des NOF-Bereichs ausbildet. Erreicht wird dies z.B. durch Reduzierung
des CO-Werts unter 4 Vol.-%.
[0112] Im nachfolgenden Strahlrohrofen werden unter N2-H2-Schutzgasatmosphäre die ggfs.
gebildete Eisenoxidschicht reduziert und gleichermaßen die Legierungselemente weiter
intern oxidiert. Der eingestellte Sauerstoffpartialdruck in diesem Ofenbereich muss
dabei nachfolgender Gleichung genügen, wobei die Ofentemperatur zwischen 700 und 950°C
liegt.
[0113] Hierbei bezeichnen Si, Mn, Cr, B die entsprechenden Legierungsanteile im Stahl in
Gew.-% und pO
2 den Sauerstoffpartialdruck in mbar.
[0114] Im Übergangsbereich zwischen Ofen → Zinkpott (Rüssel) ist der Taupunkt der Gasatmosphäre
(N
2-H
2-Schutzgasatmosphäre) und damit der Sauerstoffpartialdruck so einzustellen, dass eine
Oxidation des Bandes vor dem Eintauchen in das Schmelzbad vermieden wird. Als vorteilhaft
haben sich Taupunkte im Bereich von -30 bis -40°C herausgestellt.
[0115] Durch die oben beschriebenen Maßnahmen im Ofenbereich der kontinuierlichen Schmelztauchbeschichtungsanlage
wird die oberflächliche Ausbildung von Oxiden verhindert und eine gleichmäßige, gute
Benetzbarkeit der Bandoberfläche mit der flüssigen Schmelze erzielt.
[0116] Wird anstelle der Schmelztauchveredelung (hier z.B. das Feuerverzinken) die Verfahrensroute
über ein kontinuierliches Glühen mit nachfolgender elektrolytischer Verzinkung gewählt
(siehe Verfahren 1 in
Figur 6a), sind keine besonderen Vorkehrungen notwendig um die Verzinkbarkeit zu gewährleisten.
Es ist bekannt, dass die Verzinkung höherlegierter Stähle wesentlich einfacher durch
elektrolytische Abscheidung als durch kontinuierliche Schmelztauchverfahren realisierbar
ist. Beim elektrolytischen Verzinken wird reines Zink direkt an der Bandoberfläche
abgeschieden. Um den Elektronenstrom zwischen Stahlband und den Zink-Ionen und damit
die Verzinkung nicht zu behindern, muss gewährleistet sein, dass keine flächendeckende
Oxidschicht auf der Bandoberfläche vorhanden ist. Diese Bedingung wird in der Regel
durch eine standardmäßige reduzierende Atmosphäre während der Glühung und eine Vorreinigung
vor der Elektrolyse gewährleistet.
[0117] Um ein möglichst breites Prozessfenster bei der Glühung und eine ausreichende Verzinkbarkeit
sicherzustellen, werden der minimale Silizium-Gehalt auf 0,400 Gew.-% und der maximale
Silizium-Gehalt auf 0,500 Gew.-% festgelegt.
[0118] Mangan (Mn) wird fast allen Stählen zur Entschwefelung zugegeben, um den schädlichen Schwefel
in Mangansulfide zu überführen. Zudem erhöht Mangan durch Mischkristallverfestigung
die Festigkeit des Ferrits und verschiebt die α-/γ-Umwandlung zu niedrigeren Temperaturen.
[0119] Ein Hauptgrund für das Zulegieren von Mangan in Mehrphasenstählen, wie z.B. bei Dualphasenstählen,
ist die deutliche Verbesserung der Einhärtbarkeit. Aufgrund der Diffusionsbehinderung
wird die Perlit- und Bainitumwandlung zu längeren Zeiten verschoben und die Martensitstarttemperatur
gesenkt.
[0120] Gleichzeitig wird jedoch durch die Zugabe von Mangan das Härteverhältnis zwischen
Martensit und Ferrit erhöht. Außerdem wird die Zeiligkeit des Gefüges verstärkt. Ein
hoher Härteunterschied zwischen den Phasen und die Ausbildung von Martensitzeilen
haben ein niedrigeres Lochaufweitvermögen zur Folge, was gleichbedeutend mit einer
erhöhten Kantenrissempfindlichkeit ist.
[0121] Mangan neigt wie Silizium zur Bildung von Oxiden auf der Stahloberfläche während
der Glühbehandlung. In Abhängigkeit von den Glühparametern und den Gehalten an anderen
Legierungselementen (insbesondere Silizium und Aluminium) können Manganoxide (z.B.
MnO) und/oder Mn-Mischoxide (z.B. Mn
2SiO
4) auftreten. Allerdings ist Mangan bei einem geringen Si/Mn bzw. Al/Mn Verhältnis
als weniger kritisch zu betrachten, da sich eher globulare Oxide statt Oxidfilme ausbilden.
Dennoch können hohe Mangangehalte das Erscheinungsbild der Zinkschicht und die Zinkhaftung
negativ beeinflussen. Durch die oben genannten Maßnahmen zur Einstellung der Ofenbereiche
beim kontinuierlichen Schmelztauchbeschichten wird die Ausbildung von Mn-Oxiden bzw.
Mn-Mischoxiden an der Stahloberfläche nach dem Glühen reduziert.
[0122] Der Mangan-Gehalt wird aus den genannten Gründen auf 1,900 bis 2,350 Gew.-% festgelegt.
[0123] Zur Erreichung der geforderten Mindestfestigkeiten ist es vorteilhaft eine banddickenabhängige
Differenzierung des Mangangehaltes einzuhalten.
[0124] Bei einer Banddicke unter 1,00 mm liegt der Mangan-Gehalt bevorzugt in einem Bereich
zwischen ≥ 1,900 und ≤ 2,200 Gew.-%, bei Banddicken von 1,00 bis 2,00 mm zwischen
≥ 2,050 und ≤ 2,250 Gew.-% und bei Banddicken über 2,00 mm zwischen ≥ 2,100 Gew.-%
und ≤ 2,350 Gew.-%.
[0125] Eine weitere Besonderheit der Erfindung ist, dass die Variation des Mangan-Gehalts
durch gleichzeitige Veränderung des Silizium-Gehalts kompensiert werden kann. Die
Festigkeitssteigerung (hier die Streckgrenze, engl.
yield
strength, YS) durch Mangan und Silizium wird im Allgemeinen gut durch die Pickering-Gleichung
beschrieben:
[0126] Diese beruht jedoch vorrangig auf dem Effekt der Mischkristallhärtung, der nach dieser
Gleichung für Mangan schwächer ist als für Silizium. Gleichzeitig erhöht Mangan jedoch,
wie oben erwähnt, die Härtbarkeit deutlich, wodurch sich bei Mehrphasenstählen der
Anteil an festigkeitssteigernder Zweitphase signifikant erhöht. Daher ist die Zugabe
von 0,1% Silizium in erster Näherung mit der Zugabe von 0,1% Mangan im Sinne der Festigkeitserhöhung
gleichzusetzen. Für einen Stahl der erfindungsgemäßen Zusammensetzung und einer Glühung,
die die erfindungsgemäßen Zeit-Temperatur-Parameter einschließt, hat sich auf empirischer
Grundlage folgender Zusammenhang für die Streckgrenze und die Zugfestigkeit (engl.
tensile
strength, TS) ergeben:
[0127] Im Vergleich zur Pickering-Gleichung sind die Koeffizienten von Mangan und Silizium
sowohl für die Streckgrenze als auch für die Zugfestigkeit annähernd gleich, wodurch
die Möglichkeit der Substitution von Mangan durch Silizium gegeben ist.
[0128] Chrom (Cr) kann einerseits in gelöster Form schon in geringen Mengen die Härtbarkeit von Stahl
erheblich steigern. Andererseits bewirkt Chrom bei entsprechender Temperaturführung
in Form von Chromkarbiden eine Teilchenverfestigung. Die damit verbundene Erhöhung
der Anzahl von Keimstellen bei gleichzeitig gesenktem Gehalt an Kohlenstoff führt
zu einer Herabsetzung der Härtbarkeit.
[0129] In Dualphasenstählen wird durch die Zugabe von Chrom hauptsächlich die Einhärtbarkeit
verbessert. Chrom verschiebt im gelösten Zustand die Perlit- und Bainitumwandlung
zu längeren Zeiten und senkt dabei gleichzeitig die Martensitstarttemperatur.
[0130] Ein weiterer wichtiger Effekt ist, dass Chrom die Anlassbeständigkeit erheblich steigert,
so dass es im Schmelztauchbad zu fast keinen Festigkeitsverlusten kommt.
[0131] Chrom ist zudem ein Karbidbildner. Sollten Chrom-Eisen-Mischkarbide vorliegen, muss
die Austenitisierungstemperatur vor dem Härten hoch genug gewählt werden, um die Chromkarbide
zu lösen. Ansonsten kann es durch die erhöhte Keimzahl zu einer Verschlechterung der
Einhärtbarkeit kommen.
[0132] Chrom neigt ebenfalls dazu, während der Glühbehandlung Oxide auf der Stahloberfläche
zu bilden, wodurch sich die Schmelztauchqualität verschlechtern kann. Durch die oben
genannten Maßnahmen zur Einstellung der Ofenbereiche beim kontinuierlichen Schmelztauchbeschichten
wird die Ausbildung von Cr-Oxiden bzw. Cr-Mischoxiden an der Stahloberfläche nach
dem Glühen reduziert.
[0133] Der Chrom-Gehalt wird deshalb auf Gehalte von 0,200 bis 0,500 Gew.-% festgelegt.
[0134] Molybdän (Mo): Die Zugabe von Molybdän führt ähnlich wie der von Chrom und Mangan zur Verbesserung
der Härtbarkeit. Die Perlit- und Bainitumwandlung wird zu längeren Zeiten verschoben
und die Martensitstarttemperatur gesenkt. Gleichzeitig ist Molybdän ein starker Karbildbildner,
der fein verteilte Mischkarbide, u.a. auch mit Titan, entstehen lässt. Molybdän erhöht
zudem die Anlassbeständigkeit erheblich, so dass im Schmelztauchbad keine Festigkeitsverluste
zu erwarten sind. Molybdän wirkt außerdem über Mischkristallhärtung, ist dabei allerdings
weniger effektiv als Mangan und Silizium.
[0135] Der Gehalt an Molybdän wird daher zwischen 0,200 bis 0,300 Gew.-% eingestellt. Vorteilhaft
sind Bereiche zwischen 0,200 und 0,250 Gew.-%.
[0136] Als Kompromiss zwischen den geforderten mechanischen Eigenschaften und Schmelztauchbarkeit
hat sich als vorteilhaft für das erfindungsgemäße Legierungskonzept ein Summengehalt
von Mo+Cr von ≤ 0,725 Gew.-% herausgestellt.
[0137] Kupfer (Cu): Der Zusatz von Kupfer kann die Zugfestigkeit sowie die Einhärtbarkeit steigern.
In Verbindung mit Nickel, Chrom und Phosphor kann Kupfer eine schützende Oxidschicht
an der Oberfläche bilden, die die Korrosionsrate deutlich reduzieren kann.
[0138] In Verbindung mit Sauerstoff kann Kupfer an den Korngrenzen schädliche Oxide bilden,
die besonders für Warmumformprozesse negative Auswirkungen hervorrufen können. Der
Gehalt an Kupfer ist deshalb auf ≤ 0,050 Gew.-% festgelegt und somit bis auf bei der
Stahlherstellung unvermeidbare Mengen begrenzt.
[0139] Nickel (Ni): In Verbindung mit Sauerstoff kann Nickel an den Korngrenzen schädliche Oxide bilden,
die besonders für Warmumformprozesse negative Auswirkungen hervorrufen können. Der
Gehalt an Nickel ist deshalb auf ≤ 0,050 Gew.-% festgelegt und somit bis auf bei der
Stahlherstellung unvermeidbare Mengen begrenzt.
[0140] Vanadium (V): Da bei dem vorliegenden Legierungskonzept eine Zugabe von Vanadium nicht notwendig
ist, wird der Gehalt an Vanadium bis auf unvermeidbare stahlbegleitende Mengen begrenzt.
[0141] Aluminium (Al) wird in der Regel dem Stahl zulegiert, um den im Eisen gelösten Sauerstoff und Stickstoff
zu binden. Sauerstoff und Stickstoff werden so in Aluminiumoxide und Aluminiumnitride
überführt. Diese Ausscheidungen können über eine Erhöhung der Keimstellen eine Kornfeinung
bewirken und so die Zähigkeitseigenschaften sowie Festigkeitswerte steigern.
[0142] Aluminiumnitrid wird nicht ausgeschieden, wenn Titan in ausreichenden Mengen vorhanden
ist. Titannitride haben eine geringere Bildungsenthalpie und werden bei höheren Temperaturen
gebildet.
[0143] In gelöstem Zustand verschieben Aluminium wie Silizium die Ferritbildung zu kürzeren
Zeiten und ermöglicht so die Bildung von ausreichend Ferrit im Dualphasenstahl. Es
unterdrückt zudem die Karbidbildung und führt so zu einer verzögerten Umwandlung des
Austenits. Aus diesem Grund wird Aluminium auch als Legierungselement in Restaustenitstählen
(TRIP-Stählen) verwendet, um einen Teil des Siliziums zu substituieren. Der Grund
für diese Vorgehensweise liegt darin, dass Aluminium etwas weniger kritisch für die
Verzinkungsreaktion ist als Silizium.
[0144] Der Aluminium-Gehalt wird deshalb auf 0,005 bis maximal 0,060 Gew.-% begrenzt und
wird zur Beruhigung des Stahles zugegeben.
[0145] Niob (Nb): Niob wirkt im Stahl auf unterschiedliche Weise. Beim Warmwalzen in der Fertigstraße
verzögert es durch die Bildung von feinstverteilten Ausscheidungen die Rekristallisation,
wodurch die Keimstellendichte erhöht wird und nach der Umwandlung ein feineres Korn
entsteht. Auch der Anteil an gelöstem Niob wirkt rekristallisationshemmend. Die Ausscheidungen
wirken im finalen Produkt festigkeitssteigernd. Diese können Karbide oder Karbonitride
sein. Häufig handelt es sich um Mischkarbide, in die auch Titan eingebaut wird. Dieser
Effekt beginnt ab 0,005 Gew.-% und wird ab 0,010 Gew.-% Niob am deutlichsten. Die
Ausscheidungen verhindern außerdem das Kornwachstum während der (Teil-) Austenitisierung
in der Feuerverzinkung. Oberhalb von 0,060 Gew.-% Niob ist kein zusätzlicher Effekt
zu erwarten. Als vorteilhaft haben sich Gehalte von 0,025 bis 0,045 Gew.-% herausgestellt.
[0146] Titan (Ti): Aufgrund seiner hohen Affinität zu Stickstoff wird Titan bei der Erstarrung vorrangig
als TiN ausgeschieden. Außerdem tritt es zusammen mit Niob als Mischkarbid auf. TiN
kommt eine hohe Bedeutung für die Korngrößenstabilität im Stoßofen zu. Die Ausscheidungen
besitzen eine hohe Temperaturstabilität, so dass sie im Gegensatz zu den Mischkarbiden
bei 1200°C größtenteils als Partikel vorliegen, die das Kornwachstum behindern. Auch
Titan wirkt verzögernd auf die Rekristallisation während des Warmwalzens, ist dabei
jedoch weniger effektiv als Niob. Titan wirkt durch Ausscheidungshärtung. Die größeren
TiN-Partikel sind dabei weniger effektiv als die feiner verteilten Mischkarbide. Die
beste Wirksamkeit wird im Bereich von 0,005 bis 0,060 Gew.-% Titan erzielt, daher
stellt dies die erfindungsgemäße Legierungsspanne dar. Hierfür haben sich Gehalte
von 0,025 bis 0,045 Gew.-% als vorteilhaft herausgestellt.
[0147] Bor (B): Bor ist ein extrem effektives Legierungsmittel zur Härtbarkeitssteigerung, das bereits
in sehr geringen Mengen (ab 5 ppm) wirksam wird. Die Martensitstarttemperatur bleibt
dabei unbeeinflusst. Um wirksam zu werden, muss Bor in fester Lösung vorliegen. Da
es eine hohe Affinität zu Stickstoff hat, muss der Stickstoff zunächst abgebunden
werden, vorzugsweise durch die stöchiometrisch notwendige Menge an Titan. Aufgrund
seiner geringen Löslichkeit in Eisen lagert sich das gelöste Bor bevorzugt an den
Austenitkorngrenzen an. Dort bildet es teilweise Fe-B-Karbide, die kohärent sind und
die Korngrenzenenergie herabsetzen. Beide Effekte wirken verzögernd auf die Ferrit-
und Perlitbildung und erhöhen somit die Härtbarkeit des Stahls. Zu hohe Gehalte an
Bor sind allerdings schädlich, da sich Eisenborid bilden kann, das sich negativ auf
die Härtbarkeit, die Umformbarkeit und die Zähigkeit des Materials auswirkt. Bor neigt
außerdem dazu, beim Glühen während der kontinuierlichen Schmelztauchbeschichtung Oxide
bzw. Mischoxide zu bilden, die die Verzinkungsqualität verschlechtern. Durch die oben
genannten Maßnahmen zur Einstellung der Ofenbereiche beim kontinuierlichen Schmelztauchbeschichten
wird die Ausbildung von Oxiden an der Stahloberfläche reduziert.
[0148] Aus vorgenannten Gründen wird der Bor-Gehalt für das erfindungsgemäße Legierungskonzept
auf Werte von 5 bis 30 ppm festgelegt, vorteilhaft auf ≤ 25 bzw. optimal auf ≤ 20
ppm.
[0149] Stickstoff (N) kann sowohl Legierungselement als auch Begleitelement aus der Stahlherstellung sein.
Zu hohe Gehalte an Stickstoff bewirken einen Festigkeitsanstieg verbunden mit einem
rapiden Zähigkeitsverlust sowie Alterungseffekte. Andererseits kann durch eine gezielte
Zulegierung von Stickstoff in Verbindung mit den Mikrolegierungselementen Titan und
Niob eine Feinkornhärtung über Titannitride und Niob(karbo)nitride erreicht werden.
Außerdem wird die Grobkornbildung beim Wiedererwärmen vor dem Warmwalzen unterdrückt.
[0150] Erfindungsgemäß wird der N-Gehalt deshalb auf Werte von ≥ 0,0020 bis ≤ 0,0120 Gew.-%
festgelegt.
[0151] Als vorteilhaft hat sich für die Einhaltung der geforderten Eigenschaften des Stahls
herausgestellt, wenn der Gehalt an Stickstoff in Abhängigkeit von der Summe aus Ti+Nb+B
zugegeben wird.
[0152] Bei einem Summengehalt von Ti+Nb+B von ≥ 0,010 bis ≤ 0,070 Gew.-% sollte der Gehalt
an Stickstoff auf Werte von ≥ 20 bis ≤ 90 ppm eingehalten werden. Für einen Summengehalt
aus Ti+Nb+B von > 0,070 Gew.-% haben sich Gehalte an Stickstoff von ≥ 40 bis ≤ 120
ppm als vorteilhaft erwiesen.
[0153] Für die Summengehalte an Niob und Titan haben sich Gehalte von ≤ 0,100 Gew.-% als
vorteilhaft und wegen der prinzipiellen Austauschbarkeit von Niob und Titan bis zu
einem minimalen Niobgehalt von 10 ppm sowie aus Kostengründen besonders vorteilhaft
von ≤ 0,090 Gew.-% erwiesen.
[0154] Beim Zusammenspiel der Mikrolegierungselemente Niob sowie Titan mit Bor haben sich
Summengehalte von ≤ 0,102 Gew.-% als vorteilhaft und besonders vorteilhaft von ≤ 0,092
Gew.-% erwiesen. Höhere Gehalte wirken sich nicht mehr verbessernd im Sinne der Erfindung
aus.
[0155] Als Summengehalte von Ti+Nb+V+Mo+B haben sich desweiteren maximale Gehalte von ≤
0,365 Gew.-% aus vorgenannten Gründen erwiesen.
[0156] Kalzium (Ca): Eine Zugabe von Kalzium in Form von Kalzium-Silizium-Mischverbindungen bewirkt bei
der Stahlerzeugung eine Desoxidation und Entschwefelung der schmelzflüssigen Phase.
So werden Reaktionsprodukte in die Schlacke überführt und der Stahl gereinigt. Die
erhöhte Reinheit führt zu besseren erfindungsgemäßen Eigenschaften im Endprodukt.
[0157] Aus den genannten Gründen wird ein Ca-Gehalt von ≥ 0,005 bis ≤ 0,0060 Gew.-% eingestellt.
[0158] Bei mit dem erfindungsgemäßen Stahl durchgeführten Versuchen wurde herausgefunden,
dass bei einer interkritischen Glühung zwischen A
c1 und A
c3 bzw. einer austenitisierenden Glühung über A
c3 mit abschließender gesteuerten Abkühlung ein Dualphasenstahl mit einer Mindestzugfestigkeit
von 950 MPa in einer Dicke von 0,50 bis 3,00 mm (beispielsweise für Kaltband) erzeugt
werden kann, der sich durch eine ausreichende Toleranz gegenüber Prozessschwankungen
auszeichnet.
[0159] Damit liegt ein deutlich aufgeweitetes Prozessfenster für die erfindungsgemäße Legierungszusammensetzung
im Vergleich zu bekannten Legierungskonzepten vor.
[0160] Die Glühtemperaturen für das zu erzielende Dualphasengefüge liegen für den erfindungsgemäßen
Stahl zwischen ca. 700 und 950°C, damit wird je nach Temperaturbereich ein teilaustenitisches
(Zweiphasengebiet) bzw. ein vollaustenitisches Gefüge (Austenitgebiet) erreicht.
[0161] Die Versuche zeigten außerdem, dass die eingestellten Gefügeanteile nach der interkritischen
Glühung zwischen A
c1 und A
c3 bzw. der austenitisierenden Glühung über A
c3 mit anschließender gesteuerter Abkühlung auch nach einem weiteren Prozessschritt
der Schmelztauchveredelung bei Temperaturen zwischen 400 bis 470°C beispielsweise
mit Zink oder Zink-Magnesium erhalten bleiben.
[0162] Das durchlaufgeglühte und fallweise schmelztauchveredelte Material kann sowohl als
Warmband, als auch als kalt nachgewalztes Warmband bzw. Kaltband im dressierten (kaltnachgewalzten)
bzw. undressierten Zustand und/oder im streckbiegegerichteten bzw. nicht streckbiegerichteten
Zustand und auch im wärmebehandelten Zustand (Überalterung) gefertigt werden. Dieser
Zustand wird im Folgenden als Ausgangszustand bezeichnet.
[0163] Stahlbänder, vorliegend als Warmband, kaltnachgewalztes Warmband bzw. Kaltband, aus
der erfindungsgemäßen Legierungszusammensetzung, zeichnen sich außerdem bei der Weiterverarbeitung
durch eine hohe Kantenrissunempfindlichkeit aus.
[0164] Die sehr geringen Kennwertunterschiede des Stahlbandes längs und quer zu seiner Walzrichtung
sind vorteilhaft beim späteren Materialeinsatz. So kann das Schneiden von Platinen
aus einem Band unabhängig von der Walzrichtung (beispielsweise quer, längs und diagonal
bzw. in einem Winkel zur Walzrichtung) erfolgen und der Verschnitt minimiert werden.
[0165] Um die Kaltwalzbarkeit eines aus dem erfindungsgemäßen Stahl erzeugten Warmbandes
zu gewährleisten, wird das Warmband erfindungsgemäß mit Endwalztemperaturen im austenitischen
Gebiet oberhalb A
r3 und bei Haspeltemperaturen oberhalb der Bainitstarttemperatur erzeugt (Variante A).
[0166] Bei Warmband bzw. kaltnachgewalztem Warmband, zum Beispiel mit ca. 10% Kaltwalzgrad
wird das Warmband erfindungsgemäß mit Endwalztemperaturen im austenitischen Gebiet
oberhalb A
r3 und Haspeltemperaturen unterhalb der Bainitstarttemperatur erzeugt (Variante B).
[0167] Weitere Merkmale, Vorteile und Einzelheiten der Erfindung ergeben sich aus der nachfolgenden
Beschreibung von in einer Zeichnung dargestellten Ausführungsbeispielen.
[0168] Es zeigen:
- Figur 1:
- Prozesskette (schematisch) für die Herstellung eines Bandes aus dem erfindungsgemäßen
Stahl
- Figur 2:
- Zeit-Temperatur-Verlauf (schematisch) der Prozessschritte Warmwalzen und Kaltwalzen
(optional) sowie Durchlaufglühen, Bauteilfertigung, Vergüten (Lufthärten) und Anlassen
(optional) beispielhaft für den erfindungsgemäßen Stahl
- Figur 3:
- Chemische Zusammensetzung der untersuchten Stähle
- Figur 4a:
- Mechanische Kennwerte (längs zur Walzrichtung) als Zielwerte, luftgehärtet und nicht
angelassen
- Figur 4b:
- Mechanische Kennwerte (längs zur Walzrichtung) der untersuchten Stähle im Ausgangszustand
- Figur 4c:
- Mechanische Kennwerte (längs zur Walzrichtung) der untersuchten Stähle im luftgehärteten,
nicht angelassenen Zustand
- Figur 5:
- Ergebnisse der Lochaufweitungsversuche nach ISO 16630 und des Plättchenbiegeversuchs
nach VDA 238-100 an erfindungsgemäßen Stählen
- Figur 6a:
- Verfahren 1, Temperatur-Zeit-Kurven (Glühvarianten schematisch)
- Figur 6b:
- Verfahren 2, Temperatur-Zeit-Kurven (Glühvarianten schematisch)
- Figur 6c:
- Verfahren 3, Temperatur-Zeit-Kurven (Glühvarianten schematisch)
[0169] Figur 1 zeigt schematisch die Prozesskette für die Herstellung eines Bandes aus dem erfindungsgemäßen
Stahl. Dargestellt sind die unterschiedlichen die Erfindung betreffenden Prozessrouten.
Bis zum Warmwalzen (Endwalztemperatur) ist die Prozessroute für alle erfindungsgemäßen
Stähle gleich, danach erfolgen je nach den gewünschten Ergebnissen abweichende Prozessrouten.
Beispielsweise kann das gebeizte Warmband verzinkt werden oder mit unterschiedlichen
Abwalzgraden kaltgewalzt und verzinkt werden. Auch kann weichgeglühtes Warmband bzw.
weichgeglühtes Kaltband kaltgewalzt und verzinkt werden.
[0170] Es kann Material auch optional ohne Schmelztauchveredelung prozessiert werden, d.h.
nur im Rahmen einer Durchlaufglühung mit und ohne anschließender elektrolytischen
Verzinkung. Aus dem optional beschichteten Werkstoff kann nun ein komplexes Bauteil
hergestellt werden. Im Anschluss daran findet der Härteprozess statt, beim dem erfindungsgemäß
an Luft abgekühlt wird. Optional kann eine Anlassstufe die thermische Behandlung des
Bauteils abschließen.
[0171] Figur 2 zeigt schematisch den Zeit-Temperaturverlauf der Prozessschritte Warmwalzen und Durchlaufglühen
von Bändern aus der erfindungsgemäßen Legierungszusammensetzung. Dargestellt ist die
zeit- und temperaturabhängige Umwandlung für den Warmwalzprozess als auch für eine
Wärmebehandlung nach dem Kaltwalzen, die Bauteilfertigung, Vergütung und optionales
Anlassen.
[0172] Figur 3 zeigt in der oberen Tabellenhälfte die chemische Zusammensetzung der untersuchten
Stähle. Verglichen wurden erfindungsgemäße Legierungen LH®1100 mit den Referenzgüten
LH®800/LH®900.
[0173] Gegenüber den Referenzgüten weisen die erfindungsgemäßen Legierungen insbesondere
deutlich erhöhte Gehalte an Si und geringere Gehalte an Cr und keine Zulegierung von
V auf.
[0174] In der unteren Tabellenhälfte der
Figur 3 sind die Summengehalte verschiedener Legierungskomponenten in Gew.-% und das jeweils
ermittelte Kohlenstoffäquivalent CEV(IIW) aufgeführt.
[0175] Figur 4 zeigt die mechanischen Kennwerte längs zur Walzrichtung der untersuchten Stähle,
mit zu erreichenden Zielkennwerten für den luftgehärteten Zustand (
Figur 4a), die ermittelten Werte im nicht luftgehärteten Ausgangszustand (
Figur 4b) und im luftgehärteten Zustand (
Figur 4c). Die vorgegebenen zu erreichenden Werte werden sicher erreicht.
[0176] Figur 5 zeigt Ergebnisse der Lochaufweitungsversuche nach ISO 16630 (absolute Werte). Dargestellt
sind die Ergebnisse der Lochaufweitungsversuche für Variante A (Haspeltemperatur oberhalb
Bainitstarttemperatur) jeweils für Verfahren 2 (
Figur 6b, 1,2 mm) und Verfahren 3 (
Figur 6c, 2,0 mm).
[0177] Die untersuchten Werkstoffe haben eine Blechdicke von 1,2 bzw. 2,0 mm. Die Ergebnisse
gelten für den Test nach ISO 16630.
[0178] Das Verfahren 2 entspricht einer Glühung beispielsweise an einer Feuerverzinkung
mit kombiniertem direkt befeuertem Ofen und Strahlrohrofen, wie er in
Figur 6b beschrieben ist.
[0179] Das Verfahren 3 entspricht beispielsweise einer Prozessführung in einer Durchlaufglühanlage,
wie sie in
Figur 6c beschrieben ist. Zudem kann hier mittels Induktionsofen ein Wiederaufheizen des Stahls
optional direkt vor dem Zinkbad erreicht werden.
[0180] Durch die unterschiedlichen erfindungsgemäßen Temperaturführungen innerhalb der genannten
Spannbreite ergeben sich voneinander unterschiedliche Kennwerte bzw. auch unterschiedliche
Lochaufweitungsergebnisse sowie Biegewinkel. Prinzipieller Unterschied sind also die
Temperatur-Zeit-Parameter bei der Wärmebehandlung und der nachgeschalteten Abkühlung.
[0181] Die
Figur 6 zeigt schematisch drei Varianten der erfindungsgemäßen Temperatur-ZeitVerläufe bei
der Glühbehandlung und Abkühlung und jeweils verschiedene Austenitisierungsbedingungen.
[0182] Das Verfahren 1 (
Figur 6a) zeigt die Glühung und Abkühlung vom erzeugten kalt- oder warmgewalzten oder kaltnachgewalztem
Stahlband in einer Durchlaufglühanlage. Zuerst wird das Band auf eine Temperatur im
Bereich von etwa 700 bis 950°C (Ac1 bis Ac3) aufgeheizt. Das geglühte Stahlband wird
anschließend von der Glühtemperatur mit einer Abkühlgeschwindigkeit zwischen ca. 15
und 100°C/s bis zu einer Zwischentemperatur (ZT) von ca. 200 bis 250°C abgekühlt.
Auf die Darstellung einer zweiten Zwischentemperatur (ca. 300 bis 500°C) wird in dieser
schematischen Darstellung verzichtet.
[0183] Anschließend wird das Stahlband mit einer Abkühlgeschwindigkeit zwischen ca. 2 und
30°C/s bis zum Erreichen der
Raum
temperatur (RT) an Luft abgekühlt bzw. die Kühlung mit einer Abkühlgeschwindigkeit
zwischen ca. 15 und 100°C/s wird bis auf Raumtemperatur beibehalten.
[0184] Das Verfahren 2 (
Figur 6b) zeigt den Prozess gemäß Verfahren 1, jedoch wird die Kühlung des Stahlbandes zum
Zwecke einer Schmelztauchveredelung kurzzeitig beim Durchlaufen des Schmelztauchgefäßes
unterbrochen, um anschließend die Kühlung mit einer Abkühlgeschwindigkeit zwischen
ca. 15 und 100°C/s bis zu einer Zwischentemperatur von ca. 200 bis 250°C fortzusetzen.
Anschließend wird das Stahlband mit einer Abkühlgeschwindigkeit zwischen ca. 2 und
30°C/s bis zum Erreichen der Raumtemperatur an Luft abgekühlt.
[0185] Das Verfahren 3 (
Figur 6c) zeigt ebenfalls den Prozess gemäß Verfahren 1 bei einer Schmelztauchveredelung,
jedoch wird die Kühlung des Stahlbandes durch eine kurze Pause (ca. 1 bis 20 s) bei
einer Zwischentemperatur im Bereich von ca. 200 bis 400°C unterbrochen und bis auf
die Temperatur (ST), die zum Schmelztauchveredeln notwendig ist (ca. 400 bis 470°C),
wieder erwärmt. Anschließend wird das Stahlband wieder bis zu einer Zwischentemperatur
von ca. 200 bis 250°C gekühlt. Mit einer Abkühlgeschwindigkeit von ca. 2 und 30°C/s
erfolgt bis zum Erreichen der Raumtemperatur an Luft die abschließende Kühlung des
Stahlbandes.
[0186] Für die industrielle Fertigung für das Feuerverzinken nach Verfahren 2 nach
Figur 6b und nach Verfahren 3 nach
Figur 6c mit laborbasierendem Vergütungsprozess stehen die nachfolgenden Beispiele:
Beispiel 1 (Kaltband) (Legierungszusammensetzung in Gew.-%)
Variante A/1,2 mm/Verfahren 2 nach Figur 6b
[0187] Ein erfindungsgemäßer Stahl mit 0,099% C; 0,461 % Si; 2,179% Mn; 0,009% P; 0,001%
S; 0,0048% N; 0,040 AI; 0,312% Cr; 0,208% Mo; 0,0292% Ti; 0,0364% Nb; 0,0012% B; 0,0015%
Ca nach Verfahren 2 entsprechend
Figur 6b schmelztauchveredelt, das Material wurde zuvor bei einer Endwalzsolltemperatur von
910°C warmgewalzt und bei einer Haspelsolltemperatur von 650°C mit einer Dicke von
2,30 mm gehaspelt und nach dem Beizen ohne zusätzliche Wärmebehandlung (wie z.B. Haubenglühen)
mit einer Zwischendicke von 1,49 mm zweimal kaltgewalzt.
[0188] In einem Glühsimulator wurde ein schmelztauchveredeltes, luftgehärtetes Stahlband
mit nachfolgenden Parametern prozessiert.
Glühtemperatur 870°C
Haltezeit 120 s
Transportzeit max. 5 s (ohne Energiezufuhr)
anschließende Abkühlung an Luft
[0189] Der erfindungsgemäße Stahl besitzt nach der Vergütung ein Gefüge, welches aus Martensit,
Bainit und Restaustenit besteht.
[0190] Dieser Stahl zeigt nachfolgende Kennwerte nach Lufthärtung (Ausgangswerte in Klammern,
unvergüteter Zustand):
- Dehngrenze (Rp0,2) |
921 MPa (768 MPa) |
- Zugfestigkeit (Rm) |
1198 MPa (984 MPa) |
- Bruchdehnung (A80) |
5,5% (10,7%) |
- A5 Dehnung |
9,5% (-) |
- Bake-Hardening-Index (BH2) |
52 MPa |
- Lochaufweitungsverhältnis nach ISO 16630 |
- (49%) |
- Biegewinkel nach VDA 238-100 (längs, quer) |
- (122°/112°) |
längs zur Walzrichtung und würde beispielsweise einem LH®1100 entsprechen.
[0191] Das Streckgrenzenverhältnis Re/Rm in Längsrichtung lag im Ausgangszustand bei 78%.
Beispiel 2 (Kaltband) (Legierungszusammensetzung in Gew.-%)
Variante B/2,0 mm/Verfahren 3 nach Figur 6c
[0192] Ein erfindungsgemäßer Stahl mit 0,100% C; 0,456% Si; 2,139% Mn; 0,010% P; 0,001%
S; 0,0050% N; 0,058 AI; 0,313% Cr; 0,202% Mo; 0,0289% Ti; 0,0337% Nb; 0,0009% B; 0,0021
% Ca nach Verfahren 3 entsprechend
Figur 6c schmelztauchveredelt, das Material wurde zuvor bei einer Endwalzsolltemperatur von
910°C warmgewalzt und bei einer Haspelsolltemperatur von 650°C mit einer Dicke von
2,30 mm gehaspelt und nach dem Beizen ohne zusätzliche Wärmebehandlung (wie z.B. Haubenglühen)
kaltgewalzt.
[0193] In einem Glühsimulator wurde der schmelztauchveredelte Stahl analog eines Vergütungsprozesses
(Lufthärten) mit nachfolgenden Parametern prozessiert.
Glühtemperatur 870°C
Haltezeit 120 s
Transportzeit: max. 5 s (ohne Energiezufuhr)
Anschließende Abkühlung an Luft
Der erfindungsgemäße Stahl besitzt nach der Vergütung ein Gefüge, welches aus Martensit,
Bainit und Restaustenit besteht.
[0194] Dieser Stahl zeigt nachfolgende Kennwerte nach Lufthärtung (Ausgangswerte in Klammern,
unvergüteter Zustand):
- Dehngrenze (Rp0,2) |
903 MPa (708 MPa) |
- Zugfestigkeit (Rm) |
1186 MPa (983 MPa) |
- Bruchdehnung (A80) |
7,1% (11,7%) |
- A5 Dehnung |
9,1% (-) |
- Bake-Hardening-Index (BH2) |
48 MPa |
- Lochaufweitungsverhältnis nach ISO 16630 |
- (32%) |
- Biegewinkel nach VDA 238-100 (längs, quer) |
- (104°/88°) |
längs zur Walzrichtung und würde beispielsweise einem LH®1100 entsprechen. Das Streckgrenzenverhältnis
Re/Rm in Längsrichtung lag im Ausgangszustand bei 72%.
1. Kalt- oder warmgewalztes Stahlband aus einem luftvergütbaren
Mehrphasenstahl mit einer Mindestzugfestigkeit in Längs-und Querrichtung zur Walzrichtung
von 950 MPa vor der Lutvergütung, mit hervorragenden Verarbeitungseigenschaften
bestehend aus den Elementen (Gehalte in Gew.-%):
C ≥ 0,075 bis ≤ 0,115
Si ≥ 0,400 bis ≤ 0,500
Mn ≥ 1,900 bis ≤ 2,350
Cr ≥ 0,200 bis ≤ 0,500
Al ≥ 0,005 bis ≤ 0,060
N ≥ 0,0020 bis ≤ 0,0120
S ≤ 0,0030
Nb ≥ 0,005 bis ≤ 0,060
Ti ≥ 0,005 bis 0,060
B ≥ 0,0005 bis ≤ 0,0030
Mo ≥ 0,200 bis ≤ 0,300
Ca ≥ 0,0005 bis ≤ 0,0060
Cu ≤ 0,050
Ni ≤ 0,050
Rest Eisen, einschließlich üblicher stahlbegleitender erschmelzungsbedingter Verunreinigungen,
bei dem im Hinblick auf ein möglichst breites Prozessfenster bei der Durchlaufglühung
von Warm- oder Kaltbändern aus diesem Stahl der Summengehalt von Mn+Si+Cr abhängig
von der zu erzeugenden Banddicke wie folgt eingestellt wird:
bis 1,00 mm: Summe aus Mn+Si+Cr ≥ 2,800 und ≤ 3,000 Gew.-%
über 1,00 bis 2,00 mm: Summe aus Mn+Si+Cr ≥ 2,850 und ≤ 3,100 Gew.-%
über 2,00 mm: Summe aus Mn+Si+Cr ≥ 2,900 und ≤ 3,200 Gew.-%
2. Stahlband nach Anspruch 1,
dadurch gekennzeichnet,
dass bei Banddicken bis 1,00 mm der C-Gehalt ≤ 0,100% und das Kohlenstoffäquivalent CEV
(IIW) ≤ 0,62% betragen.
3. Stahlband nach Anspruch 1,
dadurch gekennzeichnet,
dass bei Banddicken über 1,00 bis 2,00 mm der C-Gehalt ≤ 0,105% und das Kohlenstoffäquivalent
CEV(IIW) ≤ 0,64% betragen.
4. Stahlband nach Anspruch 1,
dadurch gekennzeichnet,
dass bei Banddicken über 2,00 mm der C-Gehalt ≤ 0,115% und das Kohlenstoffäquivalent CEV(IIW)
≤ 0,66% betragen.
5. Stahlband nach Anspruch 1 und 2,
dadurch gekennzeichnet,
dass bei Banddicken bis 1,00 mm der Mn-Gehalt ≥ 1,900 bis ≤ 2,200% beträgt.
6. Stahlband nach Anspruch 1 und 3,
dadurch gekennzeichnet,
dass bei Banddicken über 1,00 bis 2,00 mm der Mn-Gehalt ≥ 2,050 bis ≤ 2,250% beträgt.
7. Stahlband nach Anspruch 1 und 4,
dadurch gekennzeichnet,
dass bei Banddicken über 2,00 mm der Mn-Gehalt ≥ 2,100 bis ≤ 2,350% beträgt.
8. Stahlband nach einem der Ansprüche 1 bis 7,
dadurch gekennzeichnet,
dass bei einer Summe aus Ti+Nb+B von ≥ 0,010 bis ≤ 0,070% der N-Gehalt ≥ 0,0020 bis ≤
0,0090% beträgt.
9. Stahlband nach Anspruch 8,
dadurch gekennzeichnet,
dass bei der Summe aus Ti+Nb+B von > 0,070% der N-Gehalt ≥ 0,0040 bis ≤ 0,0120% beträgt.
10. Stahlband nach einem der Ansprüche 1 bis 9,
dadurch gekennzeichnet,
dass der S-Gehalt ≤ 0,0025% beträgt.
11. Stahlband nach Anspruch 10,
dadurch gekennzeichnet,
dass der S-Gehalt ≤ 0,0020% beträgt.
12. Stahlband nach einem der Ansprüche 1 bis 11,
dadurch gekennzeichnet,
dass der Mo-Gehalt ≤ 0,250% beträgt.
13. Stahlband nach einem der Ansprüche 1 bis 12,
dadurch gekennzeichnet,
dass der Ti-Gehalt ≥ 0,025 ≤ 0,045% beträgt.
14. Stahlband nach einem der Ansprüche 1 bis 13,
dadurch gekennzeichnet,
dass der Nb-Gehalt ≥ 0,025 bis ≤ 0,045% beträgt.
15. Stahlband nach einem der Ansprüche 1 bis 14,
dadurch gekennzeichnet,
dass die Summe Nb+Ti ≤ 0,100% beträgt.
16. Stahlband nach Anspruch 15,
dadurch gekennzeichnet,
dass die Summe Nb+Ti ≤ 0,090% beträgt.
17. Stahlband nach einem der Ansprüche 1 bis 16,
dadurch gekennzeichnet,
dass die Summe Cr+Mo ≤ 0,725% beträgt.
18. Stahlband nach einem der Ansprüche 1 bis 17,
dadurch gekennzeichnet,
dass die Summe Ti+Nb+B ≤ 0,102% beträgt.
19. Stahlband nach Anspruch 18,
dadurch gekennzeichnet,
dass die Summe Ti+Nb+B ≤ 0,092% beträgt.
20. Stahlband nach einem der Ansprüche 1 bis 19,
dadurch gekennzeichnet,
dass der Ca-Gehalt ≤ 0,0030% beträgt.
21. Wärmebehandlung eines kalt-oder warmgewalzten Stahlbande aus einem luftvergütbaren
Mehrphasenstahl nach einem der Ansprüche 1 bis 20,
dadurch gekennzeichnet,
dass das kalt- oder warmgewalzte Stahlband während der Durchlaufglühung auf eine Temperatur
im Bereich von ca. 700 bis 950°C aufgeheizt und dass das geglühte Stahlband anschließend
von der Glühtemperatur mit einer Abkühlgeschwindigkeit zwischen ca. 15 und 100°C/s
bis zu einer ersten Zwischentemperatur von ca. 300 bis 500°C, folgend mit einer Abkühlgeschwindigkeit
zwischen ca. 15 und 100°C/s bis zu einer zweiten Zwischentemperatur von ca. 160 bis
250°C abkühlt wird, anschließend das Stahlband mit einer Abkühlgeschwindigkeit von
ca. 2 bis 30°C/s bis zum Erreichen der Raumtemperatur an Luft abkühlt oder die Kühlung
mit einer Abkühlgeschwindigkeit zwischen ca. 15 und 100°C/s von der ersten Zwischentemperatur
bis auf Raumtemperatur beibehalten wird.
22. Wärmebehandlung nach Anspruch 21,
dadurch gekennzeichnet,
dass bei einer Schmelztauchveredelung nach dem Aufheizen und anschließendem Kühlen die
Kühlung vor dem Eintreten in das Schmelzbad angehalten und nach der Schmelztauchveredelung
die Kühlung mit einer Abkühlgeschwindigkeit zwischen ca. 15 und 100°C/s bis zu einer
Zwischentemperatur von ca. 200 bis 250°C fortgesetzt und anschließend das Stahlband
mit einer Abkühlgeschwindigkeit von ca. 2 und 30°C/s bis zum Erreichen der Raumtemperatur
an Luft abgekühlt wird.
23. Wärmebehandlung nach Anspruch 21,
dadurch gekennzeichnet,
dass bei einer Schmelztauchveredelung nach dem Aufheizen und anschließendem Kühlen auf
die Zwischentemperatur von ca. 200 bis 250°C vor dem Eintreten in das Schmelzbad die
Temperatur für ca. 1 bis 20 s gehalten und anschließend das Stahlband auf eine Temperatur
von ca. 400 bis 470°C wieder erwärmt wird und nach erfolgter Schmelztauchveredlung
eine Kühlung mit einer Abkühlgeschwindigkeit zwischen ca. 15 und 100°C/s bis zu einer
Zwischentemperatur von ca. 200 bis 250°C erfolgt und anschließend mit einer Abkühlgeschwindigkeit
von ca. 2 und 30°C/s an Luft bis zur Raumtemperatur abgekühlt wird.
24. Wärmebehandlung nach einem der Ansprüche
22 bis 23,
dadurch gekennzeichnet,
dass bei der Durchlaufglühung das Oxidationspotential bei einer Glühung mit einer Anlagenkonfiguration,
bestehend aus direkt befeuertem Ofenbereich (NOF) und einem Strahlrohrofen (RTF) durch
einen CO-Gehalt im NOF von unter 4 Vol.-% gesteigert wird, wobei im RTF der Sauerstoffpartialdruck
der für Eisen reduzierenden Ofenatmosphäre gemäß nachfolgender Gleichung eingestellt
wird,
wobei Si, Mn, Cr, B die entsprechenden Legierungsanteile im Stahl in Gew.-% und p
O2 den Sauerstoffpartialdruck in mbar bezeichnen und zur Vermeidung der Oxidation des
Bandes direkt vor dem Eintauchen in das Schmelzbad der Taupunkt der Gasatmosphäre
bei -30°C oder darunter eingestellt wird.
25. Wärmebehandlung nach einem der Ansprüche
22 bis 23,
dadurch gekennzeichnet,
dass bei einer Glühung nur mit einem Strahlrohrofen der Sauerstoffpartialdruck der Ofenatmosphäre
nachfolgender Gleichung genügt,
wobei Si, Mn, Cr, B die entsprechenden Legierungsanteile im Stahl in Gew.-% und p
O2 den Sauerstoffpartialdruck in mbar bezeichnen und zur Vermeidung der Oxidation des
Bandes direkt vor dem Eintauchen in das Schmelzbad der Taupunkt der Gasatmosphäre
bei -30°C oder darunter eingestellt wird.
26. Verfahren nach einem der Ansprüche 21 bis 25, dadurch gekennzeichnet,
dass das Stahlband im Anschluss an die Wärmebehandlung oder Schmelztauchveredelung dressiert
wird.
27. Verfahren nach mindestens einem der Ansprüche 21 bis 26, dadurch gekennzeichnet,
dass das Stahlband im Anschluss an die Wärmebehandlung oder Schmelztauchveredelung streckbiegegerichtet
wird.
28. Stahlband hergestellt durch das Verfahren nach mindestens einem der Ansprüche 21 bis
27, aufweisend einen Mindestlochaufweitungswert nach ISO 16630 von 25%.
29. Stahlband hergestellt durch das Verfahren nach mindestens einem der Ansprüche 21 bis
27, aufweisend einen Mindestbiegewinkel nach VDA 238-100 von 65° in Längsrichtung
bzw. Querrichtung.
30. Stahlband hergestellt durch das Verfahren nach mindestens einem der Ansprüche 21 bis
27, aufweisend einen Mindestproduktwert Rm x α (Zugfestigkeit x Biegewinkel nach VDA
238-100) von 100000 MPa.
1. Cold-rolled or hot-rolled steel strip made of an air-hardenable multiphase steel with
a minimum tensile strength in the longitudinal and transverse directions to the rolling
direction of 950 MPa before the air-hardening, with excellent processing properties
consisting of the elements (contents in % by weight):
C ≥ 0.075 to 0.115
Si ≥ 0.400 to ≤ 0.500
Mn ≥ 1.900 to ≤ 2.350
Cr ≥ 0.200 to ≤ 0.500
Al ≥ 0.005 to ≤ 0.060
N ≥ 0.0020 to ≤ 0.0120
S ≤ 0.0030
Nb ≥ 0.005 to ≤ 0.060
Ti ≥ 0.005 to ≤ 0.060
B ≥ 0.0005 to ≤ 0.0030
Mo ≥ 0.200 to ≤ 0.300
Ca ≥ 0.0005 to ≤ 0.0060
Cu ≤ 0.050
Ni ≤ 0.050
remainder iron, including usual steel-accompanying impurities arising from smelting,
in which, with a view to as broad a process window as possible during continuous annealing
of hot or cold bands from this steel, the total content of Mn+Si+Cr is set as a function
of the strip thickness to be produced, as follows:
up to 1.00 mm: Sum of Mn+Si+Cr ≥ 2.800 and ≤ 3.000% by weight
over 1.00 to 2.00 mm: Sum of Mn+Si+Cr ≥ 2.850 and ≤ 3.100% by weight
over 2.00 mm: Sum of Mn+Si+Cr ≥ 2.900 and ≤ 3.200% by weight
2. Steel strip according to claim 1,
characterised in that with strip thicknesses of up to 1.00 mm, the C content is ≤ 0.100% and the carbon
equivalent CEV (IIW) is ≤ 0.62%.
3. Steel strip according to claim 1,
characterised in that
for strip thicknesses of over 1.00 to 2.00 mm, the C content is ≤ 0.105% and the carbon
equivalent CEV (IIW) is ≤ 0.64%.
4. Steel strip according to claim 1,
characterised in that
for strip thicknesses of over 2.00 mm, the C content is ≤ 0.115% and the carbon equivalent
CEV (IIW) is ≤ 0.66%.
5. Steel strip according to claim 1 and 2,
characterised in that
with strip thicknesses of up to 1.00 mm, the Mn content is ≥ 1.900 to ≤ 2.200%.
6. Steel strip according to claim 1 and 3,
characterised in that
with strip thicknesses of over 1.00 to 2.00 mm, the Mn content is ≥ 2.050 to ≤ 2.250%.
7. Steel strip according to claim 1 and 4,
characterised in that
with strip thicknesses of over 2.00 mm, the Mn content is ≥2.100 to ≤ 2.350%.
8. Steel strip according to one of claims 1 to 7,
characterised in that
with a total of Ti+Nb+B of ≥ 0.010 to ≤ 0.070%, the N content is ≥ 0.0020 to ≤ 0.0090%.
9. Steel strip according to claim 8,
characterised in that
with a total of Ti+Nb+ B of ≥ 0.070% the N content is ≥ 0.0040 to ≤ 0.0120%.
10. Steel strip according to one of claims 1 to 9,
characterised in that
the S content is ≤ 0.0025%.
11. Steel strip according to claim 10,
characterised in that
the S content is ≤ 0.0020%.
12. Steel strip according to one of claims 1 to 11,
characterised in that
the Mo content is ≤ 0.250%.
13. Steel strip according to one of claims 1 to 12,
characterised in that
the Ti content is ≥ 0.025 to ≤ 0.045%.
14. Steel strip according to one of claims 1 to 13,
characterised in that
the Nb content is ≥ 0.025 to ≤ 0.045%.
15. Steel strip according to one of claims 1 to 14,
characterised in that
the sum of Nb+Ti is ≤ 0.100%.
16. Steel strip according to claim 15,
characterised in that
the sum of Nb+Ti is ≤ 0.090%.
17. Steel strip according to one of claims 1 to 16,
characterised in that
the sum of Cr+Mo is ≤ 0.725%.
18. Steel strip according to one of claims 1 to 17,
characterised in that
the sum of Ti+Nb+B is ≤ 0.102%.
19. Steel strip according to claim 18,
characterised in that
the sum of Ti+Nb+B is ≤ 0.092%.
20. Steel strip according to one of claims 1 to 19,
characterised in that
the Ca content is ≤ 0.0030%.
21. Heat treatment of a cold-rolled or hot-rolled steel strip made of an air-hardenable
multiphase steel according to one of claims 1 to 20,
characterised in that
the cold- or hot-rolled steel strip is heated to a temperature in the range of approximately
700 to 950°C during the continuous annealing and that the annealed steel strip then
cools down from the annealing temperature with a cooling rate between approximately
15 and 100°C/s to a first intermediate temperature of approximately 300 to 500°C,
followed by a cooling rate between approximately 15 and 100°C/s to a second intermediate
temperature of approximately 160 to 250°C, then the steel strip cools with a cooling
speed of approximately 2 to 30°C/s in air until room temperature is reached or the
cooling is maintained at a cooling rate between approximately 15 and 100°C/s from
the first intermediate temperature to room temperature.
22. Heat treatment according to claim 21,
characterised in that
with hot-dip coating after heating and subsequent cooling, the cooling is stopped
before entering the melt bath and after hot-dip coating cooling is continued with
a cooling rate between approximately 15 and 100°C/s to an intermediate temperature
of approximately 200 to 250°C and then the steel strip is cooled in air at a cooling
rate of approximately 2 to 30°C/s until room temperature is reached.
23. Heat treatment according to claim 21,
characterised in that
in the case of hot-dip coating after heating and then cooling to the intermediate
temperature of approximately 200 to 250°C, before entering the melt bath, the temperature
is maintained for approximately 1 to 20 s and then the steel strip is reheated to
a temperature of approximately 400 to 470°C and after the hot-dip coating has been
carried out, cooling takes place at a cooling rate of between approximately 15 and
100°C/s to an intermediate temperature of approximately 200 to 250°C and then cooling
takes place in air to room temperature at a cooling rate of approximately 2 to 30°C/s.
24. Heat treatment according to one of claims 22 to 23,
characterised in that
in continuous annealing, the oxidation potential of annealing with a system configuration
consisting of a directly fired furnace area (NOF) and a radiant tube furnace (RTF)
is increased by a CO content in the NOF of less than 4% by volume, wherein the oxygen
partial pressure in the RTF of the iron-reducing furnace atmosphere is set according
to the following equation,
wherein Si, Mn, Cr, B denote the corresponding alloy proportions in the steel in
% by weight and p
O2denotes the oxygen partial pressure in mbar and, in order to avoid the oxidation of
the strip, the dew point of the gas atmosphere is set at -30°C or below directly before
immersion in the molten bath.
25. Heat treatment according to one of claims 22 to 23,
characterised in that
when annealing only with a radiant tube furnace, the oxygen partial pressure of the
furnace atmosphere satisfies the following equation,
wherein Si, Mn, Cr, B denote the corresponding alloy proportions in the steel in
% by weight and pO
2 denotes the oxygen partial pressure in mbar and, in order to avoid oxidation of the
strip, the dew point of the gas atmosphere is set at -30°C or below directly before
immersion in the molten bath.
26. Method according to one of claims 21 to 25,
characterised in that
the steel strip is temper rolled after the heat treatment or hot-dip coating.
27. Method according to at least one of claims 21 to 26,
characterised in that
the steel strip is stretch-levelled after the heat treatment or hot-dip coating.
28. Steel strip produced by the method according to at least one of claims 21 to 27, having
a minimum hole expansion value according to ISO 16630 of 25%.
29. Steel strip produced by the method according to at least one of claims 21 to 27, having
a minimum bending angle according to VDA 238-100 of 65° in the longitudinal or transverse
direction.
30. Steel strip produced by the method according to at least one of claims 21 to 27, having
a minimum product value Rm x α (tensile strength x bending angle according to VDA
238-100) of 100000 MPa.
1. Bande d'acier laminée à froid ou à chaud en un acier à plusieurs phases pouvant être
trempé à l'air et revenu, présentant une résistance minimale à la traction dans le
sens longitudinal et le sens transversal par rapport à la direction du laminage de
950 MPa avant la trempe à l'air et le revenu, présentant d'excellentes propriétés
de mise en œuvre, consistant en les éléments suivants (teneurs en % en poids) :
C ≥ 0,075 à ≤ 0,115
Si ≥ 0,400 à ≤ 0,500
Mn ≥ 1,900 à ≤ 2,350
Cr ≥ 0,200 à ≤ 0,500
Al ≥ 0,005 à ≤ 0,060
N ≥ 0,0020 à ≤ 0,0120
S ≤ 0,0030
Nb ≥ 0,005 à ≤ 0,060
Ti ≥ 0,005 à ≤ 0,060
B ≥ 0,0005 à ≤ 0,0030
Mo ≥ 0,200 à ≤ 0,300
Ca ≥ 0,0005 à ≤ 0,0060
Cu ≤ 0,050
Ni ≤ 0,050
le reste étant constitué de fer, y compris les impuretés usuelles d'accompagnement
dans l'acier dues à l'élaboration, dans laquelle, eu égard à une fenêtre de procédé
aussi large que possible lors du recuit continu de bandes à chaud ou à froid en cet
acier, la teneur totale en Mn+Si+Cr est ajustée comme suit en fonction de l'épaisseur
de la bande à produire :
jusqu'à 1,00 mm : somme de Mn+Si+Cr ≥ 2,800 et ≤ 3,000 % en poids,
supérieure à 1,00 et allant jusqu'à 2,00 mm : somme de Mn+Si+Cr ≥ 2,850 et ≤ 3,100
% en poids,
supérieure à 2,00 mm : somme de Mn+Si+Cr ≥ 2,900 et ≤ 3,200 % en poids.
2. Bande d'acier selon la revendication 1, caractérisée en ce que, pour des épaisseurs de bande allant jusqu'à 1,00 mm, la teneur en C est ≤ 0,100
% et l'équivalent carbone CEV(IIW) est ≤ 0,62 % en poids.
3. Bande d'acier selon la revendication 1, caractérisée en ce que, pour des épaisseurs de bande supérieures à 1,00 et allant jusqu'à 2,00 mm, la teneur
en C est ≤ 0,105 % et l'équivalent carbone CEV(IIW) est ≤ 0,64 %.
4. Bande d'acier selon la revendication 1, caractérisée en ce que, pour des épaisseurs de bande supérieures à 2,00 mm, la teneur en C est ≤ 0,115 %
et l'équivalent carbone CEV(IIW) est ≤ 0,66 %.
5. Bande d'acier selon les revendications 1 et 2, caractérisée en ce que, pour des épaisseurs de bande allant jusqu'à 1,00 mm, la teneur en Mn est ≥ 1,900
jusqu'à ≤ 2,200 %.
6. Bande d'acier selon les revendications 1 et 3, caractérisée en ce que, pour des épaisseurs de bande supérieures à 1,00 et allant jusqu'à 2,00 mm, la teneur
en Mn est ≥ 2,050 jusqu'à ≤ 2,250 %.
7. Bande d'acier selon les revendications 1 et 4, caractérisée en ce que, pour des épaisseurs de bande supérieures à 2,00 mm, la teneur en Mn est ≥ 2,100
jusqu'à ≤ 2,350 %.
8. Bande d'acier selon l'une des revendications 1 à 7, caractérisée en ce que, pour une somme de Ti+Nb+B ≥ 0,010 jusqu'à ≤ 0,070 %, la teneur en N est ≥ 0,0020
jusqu'à ≤ 0,0090 %.
9. Bande d'acier selon la revendication 8, caractérisée en ce que, pour la somme de Ti+Nb+B > 0,070 %, la teneur en N est ≥ 0,0040 jusqu'à ≤ 0,0120
%.
10. Bande d'acier selon l'une des revendications 1 à 9, caractérisée en ce que la teneur en S est ≤ 0,0025 %.
11. Bande d'acier selon la revendication 10, caractérisée en ce que la teneur en S est ≤ 0,0020 %.
12. Bande d'acier selon l'une des revendications 1 à 11, caractérisée en ce que la teneur en Mo est ≤ 0,250 %.
13. Bande d'acier selon l'une des revendications 1 à 12, caractérisée en ce que la teneur en Ti est ≥ 0,025 ≤ 0,045 %.
14. Bande d'acier selon l'une des revendications 1 à 13, caractérisée en ce que la teneur en Nb est ≥ 0,025 jusqu'à ≤ 0,045 %.
15. Bande d'acier selon l'une des revendications 1 à 14, caractérisée en ce que la somme Nb+Ti ≤ 0,100 %.
16. Bande d'acier selon la revendication 15, caractérisée en ce que la somme Nb+Ti est ≤ 0,090 %.
17. Bande d'acier selon l'une des revendications 1 à 16, caractérisée en ce que la somme Cr+Mo est ≤ 0,725 %.
18. Bande d'acier selon l'une des revendications 1 à 17, caractérisée en ce que la somme Ti+Nb+B est ≤ 0,102 %.
19. Bande d'acier selon la revendication 18, caractérisée en ce que la somme Ti+Nb+B est ≤ 0,092 %.
20. Bande d'acier selon l'une des revendications 1 à 19, caractérisée en ce que la teneur en Ca est ≤ 0,0030 %.
21. Traitement thermique d'une bande d'acier laminée à froid ou à chaud en un acier à
plusieurs phases pouvant subir une trempe à l'air et un recuit selon l'une des revendications
1 à 20, caractérisé en ce que la bande d'acier laminée à chaud ou à froid est, pendant le recuit continu, chauffée
à une température comprise dans la plage d'environ 700 à 950 °C, et que la bande d'acier
recuite est ensuite refroidie, à partir de la température de recuit, à une vitesse
de refroidissement comprise entre environ 15 et 100 °C/s jusqu'à une première température
intermédiaire d'environ 300 à 500 °C, puis à une vitesse de refroidissement comprise
entre environ 15 et 100 °C/s jusqu'à une seconde température intermédiaire d'environ
160 à 250 °C, puis la bande d'acier est refroidie à l'air à une température de refroidissement
d'environ 2 à 30 °C/s jusqu'à atteindre la température ambiante, ou le refroidissement
est maintenu à une vitesse de refroidissement comprise entre environ 15 et 100 °C/s,
de la première température intermédiaire à la température ambiante.
22. Traitement thermique selon la revendication 21, caractérisé en ce que, lors d'un revêtement par immersion à chaud, après le chauffage, suivi d'un refroidissement,
le refroidissement est interrompu avant pénétration dans le bain de fusion et, après
le revêtement par immersion à chaud, on poursuit le refroidissement à une vitesse
de refroidissement comprise entre environ 15 et 100 °C/s jusqu'à une température intermédiaire
d'environ 200 à 250 °C, puis la bande d'acier est refroidie à l'air à une vitesse
de refroidissement d'environ 2 à 30 °C/s jusqu'à atteindre la température ambiante.
23. Traitement thermique selon la revendication 1, caractérisé en ce que, lors d'un revêtement par immersion à chaud, après le chauffage, puis le refroidissement
à la température intermédiaire d'environ 200 à 250 °C, on maintient la température
pendant environ 1 à 20 s avant pénétration dans le bain de fusion, puis on chauffe
de nouveau la bande d'acier à une température d'environ 400 à 470 °C et, après achèvement
du revêtement par immersion à chaud, on procède à un refroidissement à une température
de refroidissement comprise entre environ 15 et 100 °C/s jusqu'à une température intermédiaire
d'environ 200 à 250 °C, puis on refroidit à l'air jusqu'à la température ambiante
à une vitesse de refroidissement d'environ 2 à 30 °C/s.
24. Traitement thermique selon l'une des revendications 22 à 23,
caractérisé en ce que, lors du recuit continu, on élève le potentiel d'oxydation lors d'un recuit avec
une configuration d'installation consistant en une zone de four à flamme directe (NOF)
et un four à tubes radiants (RTF) grâce à une teneur en CO dans le NOF d'environ 4
% en volume, la pression partielle d'oxygène de l'atmosphère du four réductrice pour
le fer étant, dans le RTF, ajustée selon l'équation suivante :
Si, Mn, Cr, B désignant les proportions d'alliage correspondantes, dans l'acier en
% en poids, et p
02 désignant la pression partielle d'oxygène en mbar et, pour éviter l'oxydation de
la bande immédiatement avant immersion dans le bain de fusion, on ajuste le point
de rosée de l'atmosphère gazeuse à -30 °C ou moins.
25. Traitement thermique selon l'une des revendications 22 à 23,
caractérisé en ce que, lors d'un recuit, seulement dans un four à tubes radiants, la pression partielle
d'oxygène de l'atmosphère du four satisfait à l'équation suivante :
Si, Mn, Cr, B désignant les proportions d'alliage correspondantes, dans l'acier en
% en poids, et p
02 désignant la pression partielle d'oxygène en mbar et, pour éviter l'oxydation de
la bande immédiatement avant immersion dans le bain de fusion, on ajuste le point
de rosée de l'atmosphère gazeuse à -30 °C ou moins.
26. Procédé selon l'une des revendications 21 à 25, caractérisé en ce que la bande d'acier est dressée après le traitement thermique ou le revêtement par immersion
à chaud.
27. Procédé selon au moins l'une des revendications 21 à 26, caractérisé en ce que la bande d'acier est dressée par traction et flexion après le traitement thermique
ou le revêtement par immersion à chaud.
28. Bande d'acier fabriquée par le procédé selon au moins l'une des revendications 21
à 27, présentant un rapport minimal d'expansion de trou selon ISO 16630 de 25 %.
29. Bande d'acier fabriquée par le procédé selon au moins l'une des revendications 21
à 27, présentant un angle minimal de pliage selon VDA 238-100 de 65° dans la direction
longitudinale ou dans la direction transversale.
30. Bande d'acier fabriquée par le procédé selon au moins l'une des revendications 21
à 27, présentant un produit minimal Rm x α (résistance à la traction x angle de pliage
selon VDA 238-100) de 100 000 MPa.