VERFAHREN ZUR HERSTELLUNG EINES HOCHFESTEN LUFTHÄRTENDEN MEHRPHASENSTAHLS MIT HERVORRAGENDEN VERARBEITUNGSEIGENSCHAFTEN

Beschreibung

[0001] Die Erfindung betrifft ein Verfahren zur Herstellung eines kalt - oder warmgewalzten Stahlbandes aus einem höchstfesten, lufthärtbaren Mehrphasenstahl gemäß dem Patentanspruch 1. Vorteilhafte Weiterbildungen sind Gegenstand der Unteransprüche 2 bis 25.

[0002] Insbesondere betrifft die Erfindung Stähle mit einer Zugfestigkeit im Bereich von mindestens 750 MPa im Ausgangszustand (nicht gehärtet oder vergütet) zur Herstellung von Bauteilen, die eine verbesserte Umformbarkeit (wie zum Beispiel erhöhte Lochaufweitung und erhöhter Biegewinkel) und verbesserte Schweißeigenschaften aufweisen.

[0003] Ein Stahl mit einer geringeren Festigkeit aber einer blechdickenabhängigen Zugabe von Legierungselementen ist aus der DE 10 2012 013 113 A1 bekannt, während ein Stahl mit einer vergleichbaren Mindestzugfestigkeit ohne eine derartige Massgabe aus der DE 10 2011 117 572 A1 bekannt ist.
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 CO₂-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 Hochfrequenz-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 "unterperitektisch" (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 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 2 128 295 A1, oder EP 1 154 028 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 750 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 750 MPa im Ausgangszustand 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 im Ausgangszustand 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.
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.
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.
Der Erfindung liegt daher die Aufgabe zugrunde, ein neues kostengünstiges Legierungskonzept für einen höchstfesten lufthärtbaren Mehrphasenstahl mit hervorragenden Verarbeitungseigenschaften und mit einer Mindestzugfestigkeit von 750 MPa im Ausgangszustand, 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.
Außerdem soll die Schmelztauchveredelung des Stahls gewährleistet sein.
Auch sollen ein ausreichendes Umformvermögen, die HFI-Schweißbarkeit, eine hervorragende allgemeine Schweißbarkeit sowie Schmelztauch- und Anlassbeständigkeit sichergestellt sein.

[0055] Nach der Lehre der Erfindung wird diese Aufgabe durch einen Stahl einer Zusammensetzung gemäß des Anspruchs 1.

[0056] Durch die in den Verfahrensansprüchen 17 und 18 beschriebene Möglichkeit einer Schmelztauchveredelung (z.B. Feuerverzinkung) von Stahlbändern aus dem erfindungsgemäßen Stahl mit hohen Siliziumgehalten bis 0,300% kann auf eine Zugabe von Vanadium und Molybdän zur Sicherstellung der Anlassbeständigkeit verzichtet werden.
Erfindungsgemäß besteht das Gefüge aus den Hauptphasen Ferrit und Martensit und der die verbesserten mechanische Eigenschaften des Stahls bestimmenden Nebenphase Bainit. Der Stahl zeichnet sich durch niedrige Kohlenstoffäquivalente aus und ist beim Kohlenstoffäquivalent CEV (IIW) blechdickenabhängig auf die Zugabe von max. 0,62% 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. 0,56%, bei Blechdicken bis 2,00 mm ein Wert von max. 0,59% und oberhalb von 2,00 mm ein Wert von max. 0,62% herausgestellt.

[0057] Durch seine chemische Zusammensetzung lässt sich der erfindungsgemäße 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 Stahl anschließend ohne vorheriges Weichglühen kaltzuwalzen, wobei Kaltwalzgrade zwischen 10 bis 60% pro Kaltwalzdurchgang Anwendung finden.

[0058] 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.

[0059] 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.

[0060] 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.

[0061] 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).

[0062] Werden erfindungsgemäß im Durchlaufglühverfahren höherfeste Warm- oder Kaltbänder aus Mehrphasenstahl mit variierenden Banddicken erzeugt, können daraus vorteilhaft belastungsoptimierte Bauteile hergestellt werden.

[0063] 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.

[0064] 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.

[0065] 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.

[0066] 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).

[0067] 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).

[0068] 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).

[0069] 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 und Chrom sowie Niob, Titan und Bor sichert einerseits die geforderten mechanischen Eigenschaften wie Mindestzugfestigkeiten von 750 MPa bei gleichzeitig deutlich verbreitertem Prozessfenster bei der Durchlaufglühung.

[0070] 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.

[0071] 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.

[0072] 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.

[0073] 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.

[0074] 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.

[0075] 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.

[0076] 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.

[0077] Ein gleichmäßigeres Gefüge, das bei dem erfindungsgemäßen Stahl u.a. durch sein aufgeweitetes Prozessfenster erzielt wird, vermindert zudem die Anfälligkeit gegenüber einer Wasserstoffversprödung.

[0078] 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.

[0079] 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.

[0080] Aus vorgenannten Gründen sollte deshalb der Sauerstoffgehalt im Stahl so gering wie möglich sein.

[0081] 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.

[0082] 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.

[0083] Aus vorgenannten Gründen ist der Phosphorgehalt beim erfindungsgemäßen Stahl auf bei der Stahlherstellung unvermeidbare Mengen begrenzt.

[0084] 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).

[0085] Aus vorgenannten Gründen ist der Schwefelgehalt beim erfindungsgemäßen Stahl auf ≤ 0,0050 Gew.-%, vorteilhaft auf ≤ 0,0025 Gew.-% bzw. optimal auf ≤ 0,0020 Gew.-% bzw. auf bei der Stahlherstellung unvermeidbare Mengen begrenzt.

[0086] Leaierunaselemente 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.

[0087] Die Zusammenhänge können demnach durchaus vielseitig und komplex sein. Im Folgenden soll auf die Wirkung der Legierungselemente näher eingegangen werden.

[0088] 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 0,180 Gew.-%, ein Mindestwert ist nicht vorgegeben.

[0089] 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.

[0090] Um die Anforderungen z.B. an hohe Lochaufweitung und Biegewinkel zu erfüllen, enthält der erfindungsgemäße Stahl Kohlenstoffgehalte von kleiner gleich 0,115 Gew.-%.

[0091] 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.

[0092] Kohlenstoff bildet zudem Karbide. Eine nahezu in jedem Stahl vorkommende Gefügephase ist der Zementit (Fe₃C). 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.-%).

[0093] 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.

[0094] 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. 10 MPa in der Streckgrenze und ca. 25 MPa in der Zugfestigkeit. Die Bruchdehnung nimmt dabei um etwa 1% 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.

[0095] 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.

[0096] 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.

[0097] 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 0,200 bis 0,300% Silizium nicht festgestellt werden, wenn die Beizung vorteilhaft mit Salzsäure statt mit Schwefelsäure durchgeführt wird.

[0098] 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.

[0099] 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.

[0100] 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.

[0101] 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.

[0102] 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.

[0103] 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 (N2-H2-Schutzgasatmosphäre) gezielt beeinflusst werden. Der eingestellte Sauerstoffpartialdruck muss dabei nachfolgender Gleichung genügen, wobei die Ofentemperatur zwischen 700 und 950°C liegt.

[0104] Hierbei bezeichnen Si, Mn, Cr, B die entsprechenden Legierungsanteile im Stahl in Gew.-% und pO₂ den Sauerstoffpartialdruck in mbar.

[0105] 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.

[0106] 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.-%.

[0107] 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.

[0108] Hierbei bezeichnen Si, Mn, Cr, B die entsprechenden Legierungsanteile im Stahl in Gew.-% und pO₂ den Sauerstoffpartialdruck in mbar.

[0109] Im Übergangsbereich zwischen Ofen → Zinkpott (Rüssel) ist der Taupunkt der Gasatmosphäre (N₂-H₂-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.

[0110] 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.

[0111] 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.

[0112] Um ein möglichst breites Prozessfenster bei der Glühung und eine ausreichende Verzinkbarkeit sicherzustellen, werden der minimale Silizium-Gehalt auf 0,200 Gew.-% und der maximale Silizium-Gehalt auf 0,300 Gew.-% festgelegt.

[0113] 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.

[0114] 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.

[0115] 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.

[0116] 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. Mn₂SiO₄) 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.

[0117] Der Mangan-Gehalt wird aus den genannten Gründen auf 1,700 bis 2,300 Gew.-% festgelegt.

[0118] Zur Erreichung der geforderten Mindestfestigkeiten ist es vorteilhaft eine banddickenabhängige Differenzierung des Mangangehaltes einzuhalten.

[0119] Bei einer Banddicke unter 1,00 mm liegt der Mangan-Gehalt bevorzugt in einem Bereich zwischen ≥ 1,700 und ≤ 2,000 Gew.-%, bei Banddicken von 1,00 bis 2,00 mm zwischen ≥ 1,850 und ≤ 2,150 Gew.-% und bei Banddicken über 2,00 mm zwischen ≥ 2,000 und ≤ 2,300 Gew.-%.

[0120] 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:

[0121] 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:

[0122] 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.

[0123] 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.

[0124] 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.

[0125] Ein weiterer wichtiger Effekt ist, dass Chrom die Anlassbeständigkeit erheblich steigert, so dass es im Schmelztauchbad zu fast keinen Festigkeitsverlusten kommt.

[0126] 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.

[0127] 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.

[0128] Der Chrom-Gehalt wird deshalb auf Gehalte von 0,280 bis 0,480 Gew.-% festgelegt.

[0129] Molybdän (Mo): Da bei dem vorliegenden Legierungskonzept eine Zugabe von Molybdän nicht notwendig ist, wird der Gehalt an Molybdän bis auf unvermeidbare stahlbegleitende Mengen begrenzt.

[0130] 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.

[0131] 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.

[0132] 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.

[0133] 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.

[0134] 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.

[0135] Aluminiumnitrid wird nicht ausgeschieden, wenn Titan in ausreichenden Mengen vorhanden ist. Titannitride haben eine geringere Bildungsenthalpie und werden bei höheren Temperaturen gebildet.

[0136] In gelöstem Zustand verschiebent 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.

[0137] Der Aluminium-Gehalt wird deshalb auf 0,020 bis maximal 0,060 Gew.-% begrenzt und wird zur Beruhigung des Stahles zugegeben.

[0138] 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 bis 0,050 Gew.-% Niob am deutlichsten. Die Ausscheidungen verhindern außerdem das Kornwachstum während der (Teil-) Austenitisierung in der Feuerverzinkung. Oberhalb von 0,050 Gew.-% Niob ist kein zusätzlicher Effekt zu erwarten. Im Hinblick auf die zu erzielende Wirkung von Niob haben sich als vorteilhaft Gehalte von 0,020 bis 0,040 Gew.-% herausgestellt.

[0139] 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 0,050 Gew.-% und vorteilhaft im Bereich von 0,020 bis 0,050 Gew.-% Titan erzielt.

[0140] 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.
Aus vorgenannten Gründen wird der Bor-Gehalt für das erfindungsgemäße Legierungskonzept auf Werte von 5 bis 60 ppm festgelegt, vorteilhaft auf ≤ 40 bzw. optimal auf ≤ 20 ppm.
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.
Erfindungsgemäß wird der N-Gehalt deshalb auf Werte von ≥ 0,0020 bis ≤ 0,0120 Gew.-% festgelegt.
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.
Bei einem Summengehalt von Ti+Nb+B von ≥ 0,010 bis ≤ 0,050 Gew.-% sollte der Gehalt an Stickstoff auf Werte von ≥ 20 bis ≤ 90 ppm eingehalten werden. Für einen Summengehalt aus Ti+Nb+B von > 0,050 Gew.-% haben sich Gehalte an Stickstoff von ≥ 40 bis ≤ 120 ppm als vorteilhaft erwiesen.

[0141] Für die Summengehalte an Niob und Titan haben sich Gehalte von 0.01 ≤ 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.

[0142] Beim Zusammenspiel der Mikrolegierungselemente Niob sowie Titan mit Bor haben sich Summengehalte von ≤ 0,106 Gew.-% als vorteilhaft und besonders vorteilhaft von ≤ 0,097 Gew.-% erwiesen. Höhere Gehalte wirken sich nicht mehr verbessernd im Sinne der Erfindung aus.

[0143] 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.

[0144] Aus den genannten Gründen wird ein Ca-Gehalt von ≥ 0,005 bis ≤ 0,0060 Gew.-% und vorteilhaft auf max. 0,0030 Gew.-% eingestellt.

[0145] 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 750 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.

[0146] Damit liegt ein deutlich aufgeweitetes Prozessfenster für die erfindungsgemäße Legierungszusammensetzung im Vergleich zu bekannten Legierungskonzepten vor.

[0147] 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.

[0148] 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.

[0149] 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.

[0150] Stahlbänder, vorliegend als Warmband, kaltnachgewalztes Warmband bzw. Kaltband, aus der erfindungsgemäßen Legierungszusammensetzung, zeichnen sich außerdem bei der Weiterverarbeitung durch eine hohe Kantenrissunempfindlichkeit aus.

[0151] 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.

[0152] 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).

[0153] 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).

[0154] Weitere Merkmale, Vorteile und Einzelheiten der Erfindung ergeben sich aus der nachfolgenden Beschreibung von in einer Zeichnung dargestellten Ausführungsbeispielen.

[0155] 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)

[0156] 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.

[0157] 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.

[0158] 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.

[0159] Figur 3 zeigt in der oberen Tabellenhälfte die chemische Zusammensetzung der untersuchten Stähle. Verglichen wurden erfindungsgemäße Legierungen LH®1000 mit den Referenzgüten LH®800/LH®900.

[0160] Gegenüber den Referenzgüten weisen die erfindungsgemäßen Legierungen insbesondere deutlich erhöhte Gehalte an Nb und geringere Gehalte an Cr und keine Zulegierung von V und Mo auf.

[0161] In der unteren Tabellenhälfte der Figur 3 sind die Summengehalte verschiedener Legierungskomponenten in Gew.-% und das jeweils ermittelte Kohlenstoffäquivalent CEV(IIW) aufgeführt.

[0162] Figur 4 zeigt die mechanischen Kennwerte längs zur Walzrichtung der untersuchten Stähle, mit zu erreichenden Zielkennwerten für den luftgehärteten Zustand (Figur 4a), den ermittelten Werten im nicht luftgehärteten Ausgangszustand (Figur 4b) und im luftgehärteten Zustand (Figur 4c). Die vorgegebenen zu erreichenden Werte werden sicher erreicht.

[0163] 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, 2,0 mm, Beispiel 1) und Verfahren 3 (Figur 6c, 2,0 mm, Beispiel 2).

[0164] Die untersuchten Werkstoffe haben eine Blechdicke von 2,0 mm. Die Ergebnisse gelten für den Test nach ISO 16630.

[0165] Das Verfahren 2 entspricht einer Glühung beispielsweise an einer Feuerverzinkung mit kombiniertem direkt befeuertem Ofen und Strahlrohrofen, wie er in Figur 6b beschrieben ist.

[0166] 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.

[0167] 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.

[0168] Die Figur 6 zeigt schematisch drei Varianten der erfindungsgemäßen Temperatur-ZeitVerläufe bei der Glühbehandlung und Abkühlung und jeweils verschiedene Austenitisierungsbedingungen.

[0169] 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.

[0170] Anschließend wird das Stahlband mit einer Abkühlgeschwindigkeit zwischen ca. 2 und 30°C/s bis zum Erreichen der Raumtemperatur (RT) an Luft abgekühlt bzw. die Kühlung mit einer Abkühlgeschwindigkeit zwischen ca. 15 und 100°C/s wird bis auf Raumtemperatur beibehalten.

[0171] 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.

[0172] 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.

[0173] 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/2,0 mm/Verfahren 2 nach Figur 6b

[0174] Ein erfindungsgemäßer Stahl mit 0,104% C; 0,288% Si; 2,020% Mn; 0,011% P; 0,001% S; 0,0047% N; 0,042 Al; 0,319% Cr; 0,0490% Ti; 0,0388% Nb; 0,0018% B; 0,0012% 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 4,09 mm gehaspelt und nach dem Beizen ohne zusätzliche Wärmebehandlung (wie z.B. Haubenglühen) kaltgewalzt.

[0175] 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

[0176] Der erfindungsgemäße Stahl besitzt nach der Vergütung ein Gefüge, welches aus Martensit, Bainit und Restaustenit besteht.

[0177] Dieser Stahl zeigt nachfolgende Kennwerte nach Lufthärtung (Ausgangswerte in Klammern, unvergüteter Zustand):

- Dehngrenze (Rp0,2)	814 MPa (530 MPa)
- Zugfestigkeit (Rm)	1179 MPa (855 MPa)
- Bruchdehnung (A80)	5,8% (16,1%)
- A5 Dehnung	12,9% (-)
- Bake-Hardening-Index (BH2)	58 MPa
- Lochaufweitungsverhältnis nach ISO 16630	- (21%)
- Biegewinkel nach VDA 238-100 (längs, quer)	- (88°/77°)

längs zur Walzrichtung und würde beispielsweise einem LH®1000 entsprechen.

[0178] Das Streckgrenzenverhältnis Re/Rm in Längsrichtung lag im Ausgangszustand bei 62%.

Beispiel 2 (Kaltband) (Legierungszusammensetzung in Gew.-%)

Variante B/2,0 mm/Verfahren 3 nach Figur 6c

[0179] Ein erfindungsgemäßer Stahl mit 0,101% C; 0,273% Si; 1,846% Mn; 0,012% P; 0,001% S; 0,0040% N; 0,036 Al; 0,453% Cr; 0,0295% Ti; 0,0265% Nb; 0,0019% B; 0,0015% 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 4,09 mm gehaspelt und nach dem Beizen ohne zusätzliche Wärmebehandlung (wie z.B. Haubenglühen) kaltgewalzt.

[0180] 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 der Luft

[0181] Der erfindungsgemäße Stahl besitzt nach der Vergütung ein Gefüge, welches aus Martensit, Bainit und Restaustenit besteht.

[0182] Dieser Stahl zeigt nachfolgende Kennwerte nach Lufthärtung (Ausgangswerte in Klammern, unvergüteter Zustand):

- Dehngrenze (Rp0,2)	803 MPa (502 MPa)
- Zugfestigkeit (Rm)	1113 MPa (815 MPa)
- Bruchdehnung (A80)	13,1% (18,9%)
- A5 Dehnung	7,1% (-)
- Bake-Hardening-Index (BH2)	53 MPa
- Lochaufweitungsverhältnis nach ISO 16630	- (31%)
- Biegewinkel nach VDA 238-100 (längs, quer)	- (95°/90°)

längs zur Walzrichtung und würde beispielsweise einem LH®1000 entsprechen. Das Streckgrenzenverhältnis Re/Rm in Längsrichtung lag im Ausgangszustand bei 62%.

Ansprüche

1. Verfahren zur Herstellung eines kalt - oder warmgewalzten Stahlbandes aus einem höchstfesten, lufthärtbaren Mehrphasenstahl mit Mindestzugfestigkeiten in Längs- und Querrichtung zur Walzrichtung vor der Lufthärtung von 750 Mpa, mit hervorragenden Verarbeitungseigenschaften
bestehend aus den Elementen -Gehalte in Gew.-%-
C ≥ 0,075 bis ≤ 50,115
Si ≥ 0,200 bis ≤ 0,300
Mn ≥ 1,700 bis ≤ 2,300
Cr ≥ 0,280 bis ≤ 0,480
Al ≥ 0,020 bis ≤ 0,060
N ≥ 0,0020 bis ≤ 0,0120
S ≤ 0,0050
Nb ≥ 0,005 bis ≤ 0,050
Ti ≥ 0,005 bis ≤ 0,050
B ≥ 0,0005 bis ≤ 0,0060
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 ist:

bis 1,00 mm: Summe aus Mn+Si+Cr ≥ 2,350 und ≤ 2,500 Gew.-%

über 1,00 bis 2,00 mm: Summe aus Mn+Si+Cr > 2,500 und ≤ 2,950 Gew.-%

über 2,00 mm: Summe aus Mn+Si+Cr > 2,950 und ≤ 3,250 Gew.-%,

und

bei Banddicken bis 1,00 mm der Mn-Gehalt ≥ 1, 700 bis ≤ 2, 000%,

bei Banddicken über 1,00 bis 2,00 mm der Mn-Gehalt ≥ 1,850 bis ≤ 2,150%,

bei Banddicken über 2,00 mm der Mn-Gehalt ≥ 2,000 bis ≤ 2,300% beträgt.

bei dem das geforderte Gefüge während einer Durchlaufglühung erzeugt wird,

wobei das kalt- oder warmgewalzte Stahlband während der Durchlaufglühung auf eine Temperatur im Bereich von 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.

2. Verfahren nach Anspruch 1
dadurch gekennzeichnet,
dass bei Banddicken bis 1,00 mm der C-Gehalt ≤ 0,100% und das Kohlenstoffäquivalent CEV (IIW) ≤ 0,56% betragen.

3. Verfahren 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) ≤ 0,59% betragen.

4. Verfahren nach Anspruch 1
dadurch gekennzeichnet,
dass bei Banddicken über 2,00 mm der C-Gehalt ≤ 0,115% und das Kohlenstoffäquivalent CEV(IIW) ≤ 0,62% betragen.

5. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 4,
dadurch gekennzeichnet,
dass bei einer Summe aus Ti+Nb+B von ≥ 0,010 bis ≤ 0,050% der N-Gehalt ≥ 0,0020 bis ≤ 0,0090% beträgt.

6. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 5
dadurch gekennzeichnet,
dass bei der Summe aus Ti+Nb+B von > 0,050% der N-Gehalt ≥ 0,0040 bis ≤ 0,0120% beträgt.

7. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 6,
dadurch gekennzeichnet,
dass der S-Gehalt ≤ 0,0025% beträgt.

8. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 7,
dadurch gekennzeichnet,
dass der S-Gehalt ≤ 0,0020% beträgt.

9. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 8,
dadurch gekennzeichnet,
dass der Ti-Gehalt ≥ 0,020 ≤ 0,050% beträgt.

10. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 9,
dadurch gekennzeichnet,
dass der Nb-Gehalt ≥ 0,020 bis ≤ 0,040% beträgt.

11. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 10,
dadurch gekennzeichnet,
dass die Summe Nb+Ti ≥0,01 bis_≤ 0,100% beträgt.

12. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 10,
dadurch gekennzeichnet,
dass die Summe Nb+Ti ≥0,01 bis ≤ 0,090% beträgt.

13. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 12,
dadurch gekennzeichnet,
dass die Summe Ti+Nb+B ≥0,01 bis ≤ 0,106% beträgt.

14. Verfahren nach Anspruch 13,
dadurch gekennzeichnet,
dass die Summe Ti+Nb+B ≥0,01 bis ≤ 0,097% beträgt.

15. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 14,
dadurch gekennzeichnet,
dass der Ca-Gehalt ≥ 0.005 ≤ 0,0030% beträgt.

16. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 15,
dadurch gekennzeichnet,
dass die Zugaben von Silizium und Mangan im Hinblick auf die zu erzielenden Festigkeitseigenschaften gemäß der Beziehung:



austauschbar sind.

17. Verfahren zur Herstellung eines kalt- oder warmgewalzten Stahlbandes aus einem luftvergütbaren Mehrphasenstahl nach einem der Ansprüche 1 bis 16, bei dem das geforderte Gefüge während einer Durchlaufglühung erzeugt wird
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.

18. Verfahren zur Herstellung eines kalt- oder warmgewalzten Stahlbandes aus einem luftvergütbaren Mehrphasenstahl nach einem der Ansprüche 1 bis 16, bei dem das geforderte Gefüge während einer Durchlaufglühung erzeugt wird
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.

19. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 18,
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 bei einer Ofentemperatur von 700 bis 950°C 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.

20. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 18,
dadurch gekennzeichnet,
dass bei einer Glühung nur mit einem Strahlrohrofen der Sauerstoffpartialdruck der Ofenatmosphäre, bei einer Ofentemperatur von 700 bis 950 °C, 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.

21. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 20,
dadurch gekennzeichnet,
dass das Stahlband im Anschluss an die Wärmebehandlung oder Schmelztauchveredelung dressiert wird.

22. Verfahren nach mindestens einem der Ansprüche 1 bis 21,
dadurch gekennzeichnet,
dass das Stahlband im Anschluss an die Wärmebehandlung oder Schmelztauchveredelung streckbiegegerichtet wird.

23. Verfahren nach mindestens einem der Ansprüche 17 bis 22,
dass das Stahlband einen Mindestlochaufweitungswert nach ISO 16630 von 20% im Zustand vor der Lufthärtung aufweist.

24. Verfahren nach mindestens einem der Ansprüche 17 bis 22,
dass das Stahlband einen Mindestlochaufweitungswert nach ISO 16630 von 30% im Zustand vor der Lufthärtung aufweist.

25. Verfahren nach mindestens einem der Ansprüche 17 bis 22,
dass das Stahlband einen Mindestproduktwert Rm x α (Zugfestigkeit x Biegewinkel nach VDA 238-100) von 60000 MPa° im Zustand vor der Lufthärtung aufweist.

Claims

1. Method for production of a cold- or hot-rolled steel strip made of an ultrastrong, air-hardenable multiphase steel with minimum tensile strengths in the longitudinal and transverse direction to the rolling direction before the air-hardening of 750 Mpa, having excellent processing properties
consisting of the elements - contents in % by weight -

C	≥ 0.075 to ≤ 0.115
Si	≥ 0.200 to ≤ 0.300
Mn	≥ 1.700 to ≤ 2.300
Cr	≥ 0.280 to ≤ 0.480
A1	≥ 0.020 to ≤ 0.060
N	≥ 0.0020 to ≤ 0.0120
S	≤ 0.0050
Nb	≥ 0.005 to ≤ 0.050
Ti	≥ 0.005 to ≤ 0.050
B	≥ 0.0005 to ≤ 0.0060
Ca	≥ 0.0005 to ≤ 0.0060
Cu	≤ 0.050
Ni	≤ 0.050

remainder iron, including normal steel-accompanying, melting-produced impurities, in the case of which, with respect to as wide a process window as possible during the continuous annealing of hot- or cold strips made of this steel, the total content of Mn+Si+Cr dependent upon the strip thickness to be produced, is adjusted as follows:

up to 1.00 mm: total of Mn+Si+Cr ≥ 2.350 and ≤ 2.500% by weight above 1.00 to 2.00 mm: total of Mn+Si+Cr > 2.500 ≤ 2.950% by weight

above 2.00 mm: total of Mn+Si+Cr > 2.950 ≤ 3.250% by weight, and

with strip thicknesses up to 1.00 mm, the Mn content is ≥ 1.700 to ≤ 2.000%,

with strip thicknesses above 1.00 to 2.00 mm, the Mn content is ≥ 1.850 to ≤ 2.150%,

with strip thicknesses above 2.00 mm, the Mn content is ≥ 2.000 to ≤ 2.300%,

in which the required structure is produced during a continuous annealing,

the cold- or hot-rolled steel strip being heated, during the continuous annealing, to a temperature in the range of 700 to 950°C and the annealed steel strip being cooled subsequently from the annealing temperature at a cooling rate between approx. 15 and 100°C/s to a first intermediate temperature of approx. 300 to 500°C, subsequently with a cooling rate between approx. 15 and 100°C/s to a second intermediate temperature of approx. 160 to 250°C, subsequently the steel strip being cooled at a cooling rate of approx. 2 to 30°C/s until reaching room temperature in air or the cooling being maintained with a cooling rate between approx. 15 and 100°C/s from the first intermediate temperature to room temperature.

2. Method according to claim 1,
characterised in that
with strip thicknesses up to 1.00 mm, the C content is ≤ 0.100% and the carbon equivalent CEV (IIW) is ≤ 0.56%.

3. Method according to claim 1,
characterised in that
with strip thicknesses above 1.00 to 2.00 mm, the C content is ≤ 0.105% and the carbon equivalent CEV (IIW) is ≤ 0.59%.

4. Method according to claim 1,
characterised in that
with strip thicknesses above 2.00 mm, the C content is ≤ 0.115% and the carbon equivalent CEV (IIW) is ≤ 0.62%.

5. Method according to one of the claims 1 to 4,
characterised in that
with a sum of Ti+Nn+B of ≥ 0.010 to ≤ 0.050%, the N content is ≥ 0.0020 to ≤ 0.0090%.

6. Method according to one of the claims 1 to 5,
characterised in that
with the sum of Ti+Nb+B of > 0.050%, the N content is ≥ 0.0040 to ≤ 0.0120%.

7. Method according to one of the claims 1 to 6,
characterised in that
the S content is ≤ 0.0025%.

8. Method according to one of the claims 1 to 7,
characterised in that
the S content is ≤ 0.0020%.

9. Method according to one of the claims 1 to 8,
characterised in that
the Ti content is ≥ 0.020 ≤ 0.050%.

10. Method according to one of the claims 1 to 9,
characterised in that
the Nb content is ≥ 0.020 to ≤ 0.040%.

11. Method according to one of the claims 1 to 10,
characterised in that
the sum Nb+Ti is ≥ 0.01 to ≤ 0.100%.

12. Method according to one of the claims 1 to 10,
characterised in that
the sum Nb+Ti is ≥ 0.01 to ≤ 0.090%.

13. Method according to one of the claims 1 to 12,
characterised in that
the sum Ti+Nb+B is ≥ 0.01 to ≤ 0.106%.

14. Method according to claim 13,
characterised in that
the sum Ti+Nb+B is ≥ 0.01 to ≤ 0.097%.

15. Method according to one of the claims 1 to 14,
characterised in that
the Ca content is ≥ 0.005 ≤ 0.0030%.

16. Method according to one of the claims 1 to 15,
characterised in that
the additions of silicon and manganese, with respect to the strength properties to be achieved, are exchangeable according to the equation:

17. Method for the production of a cold- or hot-rolled steel strip made of an air-temperable multiphase steel according to one of the claims 1 to 16, in which the required structure is produced during a continuous annealing,
characterised in that
during hot-dip refining, after the heating and the subsequent cooling, the cooling is stopped before entering the melting bath and, after the hot-dip refining, the cooling is continued at a cooling rate between approx. 15 and 100°C/s to an intermediate temperature of approx. 200 to 250°C and subsequently the steel strip is cooled at a cooling rate of approx. 2 and 30°C/s until reaching room temperature in air.

18. Method for the production of a cold- or hot-rolled steel strip made of an air-temperable multiphase steel according to one of the claims 1 to 16, in which the required structure is produced during a continuous annealing,
characterised in that
during a hot-dip refining, after the heating and the subsequent cooling to the intermediate temperature of approx. 200 to 250°C before entering the melting bath, the temperature is maintained for approx. 1 to 20 s and subsequently the steel strip is heated again to a temperature of approx. 400 to 470°C and, after completion of the hot-dip refining, cooling is effected at a cooling rate between approx. 15 and 100°C/s to an intermediate temperature of approx. 200 to 250°C and subsequently is cooled at a cooling rate of approx. 2 and 30°C/s in air to room temperature.

19. Method according to one of the claims 1 to 18,
characterised in that
during the continuous annealing, the oxidation potential is increased during annealing with α plant configuration, consisting of a directly fired furnace region (NOF) and a radiant tube furnace (RTF), by a CO content in the NOF of below 4% by volume, the oxygen partial pressure, in the RTF, of the furnace atmosphere reducing for iron is adjusted at a furnace temperature of 700 to 950°C, according to the subsequent equation,

Si, Mn, Cr, B describing the corresponding alloy proportions in the steel in % by weight and pO₂ the oxygen partial pressure in mbar and, in order to avoid oxidation of the strip directly before immersion in the melting bath, the dew point of the gas atmosphere being adjusted at -30°C or below.

20. Method according to one of the claims 1 to 18,
characterised in that
during annealing only with a radiant tube furnace, the oxygen partial pressure of the furnace atmosphere, at a furnace temperature of 700 to 950°C, satisfies the following equation,

Si, Mn, Cr, B describing the corresponding alloy proportions in the steel in % by weight and pO₂ the oxygen partial pressure in mbar and, in order to avoid oxidation of the strip directly before immersion in the melting bath, the dew point of the gas atmosphere being adjusted at -30°C or below.

21. Method according to one of the claims 1 to 20,
characterised in that
the steel strip is dressed subsequent to the heat treatment or hot-dip refining.

22. Method according to at least one of the claims 1 to 21,
characterised in that
the steel strip is subjected to stretch bending straightening subsequent to the heat treatment or hot-dip refining.

23. Method according to at least one of the claims 17 to 22,
the steel strip has a minimum hole widening value according to ISO 16630 of 20% in the state before the air hardening.

24. Method according to at least one of the claims 17 to 22,
in that the steel strip has a minimum hole widening value according to ISO 16630 of 30% in the state before air hardening.

25. Method according to at least one of the claims 17 to 22,
in that the steel strip has a minimum product value Rm × α (tensile strength × bending angle according to VDA 238-100) of 60,000 MPa° in the state before air hardening.

Revendications

1. Procédé de fabrication d'une bande en acier laminée à froid ou à chaud, à partir d'un acier à plusieurs phases, à très haute résistance, autotrempant, présentant des résistances minimales à la traction dans le sens longitudinal et dans le sens transversal par rapport à la direction du laminage, avant le durcissement à l'air, de 750 MPa, présentant d'excellentes propriétés de façonnage, consistant en les éléments suivants, en les teneurs suivantes en % en poids

C	≥ 0,075 jusqu'à ≤ 0,115
Si	≥ 0,200 jusqu'à ≤ 0,300
Mn	≥ 1,700 jusqu'à ≤ 2,300
Cr	≥ 0,280 jusqu'à ≤ 0,480
Al	≥ 0,020 jusqu'à ≤ 0,060
N	≥ 0,0020 jusqu'à ≤ 0,0120
S	≤ 0,0050
Nb	≥ 0,005 jusqu'à ≤ 0,050
Ti	≥ 0,005 jusqu'à ≤ 0,050
B	≥ 0,0005 jusqu'à ≤ 0,0060
Ca	≥ 0,0005 jusqu'à ≤ 0,0060
Cu	≤ 0,050
Ni	≤ 0,050

le reste étant constitué de fer, y compris les impuretés usuelles d'accompagnement de l'acier, provoquées par l'élaboration, procédé dans lequel, l'objectif étant une fenêtre de procédé aussi large que possible lors du recuit à passage continu de bandes à chaud ou à froid en cet acier, on ajuste la somme des teneurs en Mn+Si+Cr, indépendamment de l'épaisseur de la bande à produire, comme suit :

jusqu'à 1,00 mm : somme de Mn+Si+Cr ≥ 2,350 et ≤ 2,500 % en poids

supérieure à 1,00 jusqu'à 2,00 mm : somme de Mn+Si+Cr > 2,500 et ≤ 2,950 % en poids

supérieure à 2,00 mm : somme de Mn+Si+Cr > 2,950 et ≤ 3,250 % en poids, et

pour des épaisseurs de bande jusqu'à 1,00 mm, la teneur en Mn est ≥ 1,700 jusqu'à ≤ 2,000 %,

pour des épaisseurs de bande supérieures 1,00 jusqu'à 2,00 mm, la teneur en Mn est ≥ 1,850 jusqu'à ≤ 2,150 %,

pour des épaisseurs de bande supérieures à 2,00 mm, la teneur en Mn est ≥ 2,000 jusqu'à ≤ 2,300 %,

dans lequel la structure recherchée est produite pendant un recuit à passage continu,

dans lequel la bande en acier laminée à froid ou à chaud est, pendant le recuit à passage continu, chauffée à une température dans la plage de 700 à 950 °C, et la bande en acier recuite est ensuite refroidie à partir de la température de recuit, à une vitesse de refroidissement 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 entre environ 15 et 100 °C/s jusqu'à une deuxième température intermédiaire d'environ 160 à 250 °C, puis la bande en acier est refroidie à une vitesse de refroidissement d'environ 2 à 30 °C/s jusqu'à atteindre la température ambiante dans l'air, ou le refroidissement est maintenu à une vitesse de refroidissement entre environ 15 et 100 °C/s de la première température intermédiaire jusqu'à la température ambiante.

2. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que, pour des épaisseurs de bande de 1,00 mm, la teneur en C est ≤ 0,100 % et l'équivalent carbone CEV(IIW) est ≤ 0,56 %.

3. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que, pour des épaisseurs de bande supérieures à 1,00 jusqu'à 2,00 mm, la teneur en C est ≤ 0,105 % et l'équivalent carbone CEV(IIW) est ≤ 0,59 %.

4. Procédé selon la revendication 1, caractérisé 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 ≤ 0,62 %.

5. Procédé selon l'une des revendications 1 à 4, caractérisé en ce que, pour une somme de Ti+Nb+B ≥ 0,010 jusqu'à ≤ 0,050 %, la teneur en N est ≥ 0,0020 à ≤ 0,0090 %.

6. Procédé selon l'une des revendications 1 à 5, caractérisé en ce que, pour la somme de Ti+Nb+B > 0,050 %, la teneur en N est ≥ 0,0040 jusqu'à ≤ 0,0120 %.

7. Procédé selon l'une des revendications 1 à 6, caractérisé en ce que la teneur en S est ≤ 0,0025 %.

8. Procédé selon l'une des revendications 1 à 7, caractérisé en ce que la teneur en S est ≤ 0,0020 %.

9. Procédé selon l'une des revendications 1 à 8, caractérisé en ce que la teneur en Ti est ≥ 0,020 ≤ 0,050 %.

10. Procédé selon l'une des revendications 1 à 9, caractérisé en ce que la teneur en Nb est ≥ 0,020 jusqu'à ≤ 0,040 %.

11. Procédé selon l'une des revendications 1 à 10, caractérisé en ce que la somme Nb+Ti est ≥ 0,01 jusqu'à ≤ 0,100 %.

12. Procédé selon l'une des revendications 1 à 10, caractérisé en ce que la somme Nb+Ti est ≥ 0,01 jusqu'à ≤ 0,090 %.

13. Procédé selon l'une des revendications 1 à 12, caractérisé en ce que la somme Ti+Nb+B est ≥ 0,01 jusqu'à ≤ 0,106 %.

14. Procédé selon la revendication 13, caractérisé en ce que la somme Ti+Nb+B est ≥ 0,01 jusqu'à ≤ 0,097 %.

15. Procédé selon l'une des revendications 1 à 14, caractérisé en ce que la teneur en Ca est ≥ 0,005 ≤ 0,0030 %.

16. Procédé selon l'une des revendications 1 à 15, caractérisé en ce que les additions de silicium et de manganèse sont interchangeables, eu égard aux propriétés de résistance mécanique à atteindre, selon la relation suivante :



(YS = limite élastique ; TS = résistance à la traction)

17. Procédé de fabrication d'une bande en acier laminée à froid ou à chaud à partir d'un acier à plusieurs phases pouvant subir une trempe et un revenu à l'air selon l'une des revendications 1 à 16, dans lequel la structure souhaitée est produite pendant un recuit à passage continu,
caractérisé en ce que,
lors d'un affinage par métallisation au trempé, après le chauffage puis le refroidissement, on maintient le refroidissement avant immersion dans le bain de fusion et, après l'affinage par métallisation au trempé, on poursuit le refroidissement à une vitesse de refroidissement entre environ 15 et 100 °C/s jusqu'à une température intermédiaire d'environ 200 à 250 °C, puis on refroidit la bande en acier à une vitesse de refroidissement d'environ 2 à 30 °C/s jusqu'à atteindre la température ambiante à l'air.

18. Procédé de fabrication d'une bande en acier laminée à froid ou à chaud à partir d'un acier à plusieurs phases pouvant subir une trempe et un revenu à l'air selon l'une des revendications 1 à 16, dans lequel la structure souhaitée est produite pendant un recuit à passage continu,
caractérisé en ce que,
lors d'un affinage par métallisation au trempé, après le chauffage puis le refroidissement à la température ambiante d'environ 200 à 250 °C avant immersion dans le bain de fusion, on maintient la température pendant environ 1 à 20 s, puis on chauffe de nouveau la bande en acier à une température d'environ 400 à 470 °C et, après la fin d'un affinage par métallisation au trempé, on procède à un refroidissement à une vitesse de refroidissement entre environ 15 et 100°C/s jusqu'à une température intermédiaire d'environ 200 à 250 °C, puis on refroidit jusqu'à la température ambiante à l'air avec une vitesse de refroidissement d'environ 2 à 30 °C/s.

19. Procédé selon l'une des revendications 1 à 18,
caractérisé en ce que,
lors du recuit à passage continu, on augmente le potentiel d'oxydation lors d'un recuit avec une configuration d'installation consistant en une section de four à chauffe directe (NOF) et un four à tubes radiants (RTF) grâce à une teneur en CO dans le NOF inférieure à 4 % en volume, la pression partielle d'oxygène de l'atmosphère du four, réductrice pour le fer, étant ajustée, pour une température du four de 700 à 950 °C, selon l'équation suivante

dans laquelle Si, Mn, Cr, B représentent les proportions correspondantes d'alliage dans l'acier en % en poids et pO₂ représente la pression partielle d'oxygène en mbar, et, pour éviter l'oxydation de la bande, on ajuste directement avant immersion dans le bain de fusion le point de rosée de l'atmosphère gazeuse à -30 °C ou moins.

20. Procédé selon l'une des revendications 1 à 18, caractérisé en ce que, dans un recuit utilisant uniquement un four à tubes radiants, la pression partielle d'oxygène de l'atmosphère du four, pour une température du four de 700 à 950 °C, satisfait à l'équation suivante

dans laquelle Si, Mn, Cr, B représentent les proportions correspondantes d'alliage dans l'acier en % en poids et pO₂ représente la pression partielle d'oxygène en mbar, et, pour éviter l'oxydation de la bande, on ajuste directement avant immersion dans le bain de fusion le point de rosée de l'atmosphère gazeuse à -30 °C ou moins.

21. Procédé selon l'une des revendications 1 à 20, caractérisé en ce que la bande en acier est dressée après le traitement thermique ou l'affinage par métallisation au trempé.

22. Procédé selon au moins l'une des revendications 1 à 21, caractérisé en ce que la bande en acier est dressée par traction et flexion après le traitement thermique ou l'affinage par métallisation au trempé.

23. Procédé selon au moins l'une des revendications 17 à 22, caractérisé en ce que la bande en acier présente une valeur minimale du rapport d'expansion de trou selon ISO 16630 de 20 % dans son état avant le durcissement à l'air.

24. Procédé selon au moins l'une des revendications 17 à 22, caractérisé en ce que la bande en acier présente une valeur minimale du rapport d'expansion de trou selon ISO 16630 de 30 % dans son état avant le durcissement à l'air.

25. Procédé selon au moins l'une des revendications 17 à 22, caractérisé en ce que la bande en acier présente une valeur minimale du produit Rm x α (résistance à la traction x angle de pliage selon VDA 238-100) de 60 000 MPa.° dans son état avant le durcissement à l'air.

Zeichnung