ES2382811T3

ES2382811T3 - Procedimiento para producir una parte de alta resistencia

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Publication number: ES2382811T3
Application number: ES05785864T
Authority: ES
Inventors: Kazuhisa; SATO Hironori KUSUMI; Masayuki; FUJITA Nobuhiro ABE; Noriyuki; HAYASHI Kunio SUZUKI; Shinya; MAKI Jun NAKAJIMA; Masahiro; KANDA Toshiyuki OOGAMI; Manabu Takahashi; Yuzo Takahashi
Original assignee: Nippon Steel Corp
Current assignee: Nippon Steel Corp
Priority date: 2004-09-15
Filing date: 2005-09-15
Publication date: 2012-06-13
Anticipated expiration: 2025-09-15
Also published as: KR101136560B1; US7842142B1; CA2701559C; EP1790422B1; CA2581251C; KR20070043891A; CN101018627A; KR101136142B1; BRPI0515442B1; ATE549107T1; CN100574921C; KR20100091243A; CA2581251A1; PL2266722T3; PT1790422E; BRPI0515442A; ATE546242T1; MX2007002767A; PT2266722E; WO2006030971A1

Abstract

Procedimiento de producción de una parte de alta resistencia, que comprende las etapas de: usar una lámina de acero que contiene, en % en peso, C: del 0,05 al 0,55% y Mn: del 0,1 al 3%, opcionalmente, uno o más elementos seleccionados de entre Si: el 1,0% o menos, Al: del 0,005 al 0,1%, S: el 0,02% o menos , P: EL 0,03% o menos, Cr: del 0,01 al 1,0%, B: del 0,0002% al 0,0050%, N: el 0,01% o menos y O: el 0,015% o menos, además, opcionalmente, uno o más elementos seleccionados de entre Nb, Zr, Mo y V de no más del 1% de cada uno, en su composición química y que tiene un esfuerzo de tracción de 980 MPa o más; el procedimiento está caracterizado además por calentar la lámina de acero en una atmósfera, en porcentaje en volumen, de hidrógeno en una cantidad del 10% o menos (incluyendo EL 0%) y de un punto de rocío de 30ºC o menos a la Ac3 al punto de fusión, a continuación, iniciar la conformación en prensa a una temperatura superior a la temperatura a la que se produce una transformación ferrítica, perlítica, bainítica, martensítica y completar la conformación en prensa en estado de austenita, aplicar un corte a 10 mm del punto muerto inferior de la conformación en prensa, y enfriar y endurecer después de la conformación en prensa en el molde para producir una parte de alta resistencia.

Description

Procedimiento para producir una parte de alta resistencia.

La presente invención se refiere a un procedimiento de producción de un miembro en el cual se requiere resistencia, tal como el usado para un miembro estructural y un miembro de refuerzo de un automóvil, más particularmente, se refiere a una parte de resistencia superior después de una conformación a alta temperatura.

Con el fin de aligerar el peso de los automóviles, una necesidad que tiene como origen los problemas medioambientales mundiales, es necesario hacer que el acero usado en los automóviles tenga una resistencia tan alta como sea posible, pero, en general, al producir una lámina de acero de alta resistencia, la elongación o valor r se reduce y la conformabilidad se deteriora. Para resolver este problema, una tecnología de conformación de acero en caliente y el uso del calor en ese momento para elevar la resistencia, se divulgan en el documento JP-A-2000-234153. Esta tecnología está dirigida a controlar, de manera adecuada, la composición del acero, calentar el acero a una temperatura en la región de ferrita y utilizar el endurecimiento por precipitación en esa región de temperatura para aumentar su resistencia.

Además, el documento JP-A-2000-87183 propone una lámina de acero de alta resistencia con una reducción importante en el límite elástico a la temperatura de conformación a un valor muy inferior al límite elástico a temperatura ordinaria, con el fin de mejorar la precisión de la conformación en prensa. Sin embargo, en estas tecnologías, puede haber límites para la resistencia obtenida. Por otro lado, la tecnología para calentar a la alta temperatura de la región de austenita, de una sola fase, después de la conformación y, en el subsiguiente procedimiento de enfriamiento, transformar el acero a una fase dura con el propósito de obtener alta resistencia se propone en el documento JP-A-2000-38640.

Sin embargo, si se calienta y se enfría rápidamente después de la conformación, pueden surgir problemas en la precisión de la forma. En relación a la tecnología para superar este defecto, una tecnología para calentar la lámina de acero a la región de austenita, de una sola fase, y, en el subsiguiente procedimiento de conformación en prensa, enfriar el acero se divulga en los documentos SAE, 20 y JPA-A-2001-181833.

De esta manera, en una lámina de acero de alta resistencia usada para automóviles, etc., cuanto mayor sea la resistencia, mayor será el problema de conformabilidad indicado anteriormente. En particular, en un miembro de alta resistencia de más de 1000 MPa, tal como se conoce en el pasado, hay un problema básico de fragilidad por hidrógeno (también llamado corrosión intergranular o fractura retardada). Cuando se usa como lámina de acero prensada en caliente, mientras hay un pequeño esfuerzo residual debido al prensado a alta temperatura, el hidrógeno entra al acero en el momento del calentamiento antes del prensado. Además, el esfuerzo residual del subsiguiente trabajo ocasiona mayor susceptibilidad a la fragilización por hidrógeno. Por lo tanto, sólo prensando a una alta temperatura, no se resuelve el problema inherente. Es necesario optimizar las condiciones del procedimiento en el procedimiento del calentamiento y los procedimientos integrados en el post-procesamiento.

Para reducir el esfuerzo residual en el corte y en los otros procesamientos posteriores, es suficiente que disminuya la resistencia en las partes a procesar posteriormente. Una tecnología que reduce la tasa de enfriamiento en las partes a ser procesadas posteriormente, de manera que el endurecimiento sea insuficiente y se reduzca, de esta manera, la resistencia en esas partes, se divulga en la publicación de patente japonesa (A) No. 2003-328031. Según este procedimiento, se considera que la resistencia de parte de la parte se reduce y permite un corte u otro post-procesamiento fácil. Sin embargo, cuando se usa este procedimiento, la estructura del molde se vuelve complicada, lo cual es económicamente desventajoso. Además, en este procedimiento, no se menciona en absoluto la fragilización por hidrógeno. Mediante este procedimiento, incluso si la resistencia de la lámina de acero se reduce en cierto grado y el esfuerzo residual después del post-procesamiento se reduce a cierto grado, si el hidrógeno permanece en el acero, puede darse, innegablemente, una fragilización por hidrógeno.

El documento JP-A-2004-124221 divulga una lámina de acero con una excelente capacidad de endurecimiento después de un trabajo en caliente.

El documento JP-A-6-238361 divulga una estructura para fijar el punzón de empuje inferior del troquel de la prensa.

El documento JP-A-2003-181549 divulga un procedimiento de prensado en caliente para un miembro de automóvil de alta resistencia, usando una lámina de acero revestida de aluminio.

El documento EP-A-1 767 286 (WO 2006/006742 A) divulga un procedimiento de prensado en caliente para un miembro de alta resistencia, usando una lámina de acero y partes prensadas en caliente.

La presente invención se realizó para resolver este problema y proporciona una parte de alta resistencia, con una superior resistencia a la fragilización por hidrógeno, capaz de proporcionar una resistencia de 1.200 MPa o más, después de una conformación a alta temperatura, y un procedimiento de producción de la misma. Los presentes inventores realizaron diversos estudios para resolver este problema. Como resultado, descubrieron que

para suprimir la fragilización por hidrógeno, es efectivo controlar la atmósfera en el horno de calentamiento antes de la conformación, para reducir la cantidad de hidrógeno en el acero y, a continuación, reducir o eliminar el esfuerzo residual mediante el procedimiento de post-procesamiento.

De esta manera, el objeto anterior puede conseguirse mediante las características especificadas en las reivindicaciones.

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

La Fig. 1 es una vista del concepto de generación de esfuerzo de tracción residual debido a una perforación,

La Fig. 2 es una vista del concepto de retirada de una capa de plástico trabajada u otras partes afectadas,

La Fig. 3 es una vista del estado cortado por una cuchilla de corte que tiene una forma de la punta de la cuchilla en la que

una diferencia escalonada forma la punta de la cuchilla,

La Fig. 4 es una vista del estado cortado por una cuchilla que tiene una forma de la punta de la cuchilla que tiene una

parte paralela a la punta en la punta de la diferencia escalonada,

La Fig. 5 es una vista de un procedimiento de perforación convencional,

La Fig. 6 es una vista del estado cortado por un punzón que tiene una estructura de dos etapas,

La Fig. 7 es una vista del comportamiento de deformación material en el caso en el que hay una cuchilla de plegado,

La Fig. 8 es una vista de la relación del radio de curvatura Rp de la cuchilla de plegado y el esfuerzo residual,

La Fig. 9 es una vista de la relación del ángulo 8p de la pared vertical de la cuchilla A de plegado y el esfuerzo residual,

La Fig. 10 es una vista de la relación de la altura de la cuchilla de plegado y el esfuerzo residual,

La Fig. 11 es una vista de la relación entre la holgura y el esfuerzo residual,

La Fig. 12 es una vista de una pieza de ensayo de perforación,

La Fig. 13 es una vista de una pieza de ensayo de corte,

La Fig. 14 es una vista de la forma de la sección transversal de una herramienta.,

La Fig. 15 es una vista de una forma de un punzón,

La Fig. 16 es una vista de una forma de un troquel,

La Fig. 17 es una vista de una forma de un artículo conformado,

La Fig. 18 es una vista del estado de una posición de corte,

La Fig. 19 es una vista de la forma de la sección transversal de una herramienta de acuñación,

La Fig. 20 es una vista de la forma de la sección transversal de un molde del Ejemplo 4,

La Fig. 21 es una vista de la forma de la sección transversal de una herramienta del Ejemplo 5,

La Fig. 22 es una vista de un punzón de conformación del Ejemplo 5,

La Fig. 23 es una vista de un troquel de conformación del Ejemplo 5,

La Fig. 24 es una vista de una parte conformada del Ejemplo 5, y

La Fig. 25 es una vista del estado de una posición de post-procesamiento del Ejemplo 6.

La presente invención proporciona una parte de alta resistencia, con una resistencia superior a la fragilización por

hidrógeno, mediante el control de la atmósfera en el horno de calentamiento cuando se calienta la lámina de acero antes

de la conformación, para obtener una parte de alta resistencia, para reducir la cantidad de hidrógeno en el acero y

mediante la reducción del esfuerzo residual por el procedimiento de post-procesamiento, y un procedimiento para la

producción de la misma.

Más adelante, la presente invención se explicará en mayor detalle. Primero, se explicaran las razones para la limitación de

las condiciones en la presente invención.

La cantidad de hidrógeno en el momento del calentamiento, fue establecida al 10% o menos, en porcentaje en volumen, debido a que cuando la cantidad de hidrógeno está por encima del límite, la cantidad de hidrógeno que entra a la lámina de acero durante el calentamiento se vuelve grande y se reduce la resistencia a la fragilización por hidrógeno. Además, el punto de rocío en la atmósfera se estableció a 30°C o menos, ya que con un punto de rocío mayor a esta cantidad, la cantidad de hidrógeno que entra a la lámina de acero durante el calentamiento se vuelve mayor y se reduce la resistencia a la fragilización por hidrógeno.

La temperatura de calentamiento de la lámina de acero se establece a Ac3, hasta el punto de fusión, para convertir la estructura de la lámina de acero en austenita para endurecer y aumentar la resistencia después de la conformación. Además, si la temperatura de calentamiento es más alta que el punto de fusión, la conformación en prensa se vuelve imposible.

La temperatura de inicio de conformación se establece a una temperatura superior a la temperatura a la que ocurre una transformación ferrítica, perlítica, bainítica y martensítica, ya que si se realiza una conformación a una temperatura inferior a ésta, la dureza después de la conformación es insuficiente.

Calentando la lámina de acero bajo las condiciones anteriores y usando el procedimiento de prensado para conformarlo, enfriando y endureciendo después de la conformación en el molde, post-procesándola, a continuación, es posible producir una parte de alta resistencia. El "endurecimiento" es el procedimiento de aumento de resistencia del acero enfriando mediante una tasa de enfriamiento más rápida que la tasa de enfriamiento crítica determinada por la composición, para causar una transformación martensítica.

A continuación, se explicará un procedimiento de trabajo diferente mediante el post-procesamiento anterior.

Los presentes inventores investigaron, en detalle, la capa de plástico trabajada y la zona afectada por esfuerzo residual en la cara extrema trabajada del corte, tal como la perforación con punzón y el corte y, como resultado, aprendieron que hay una capa de plástico trabajada, etc., presente a aproximadamente 2.000 μm del extremo trabajado. Tal como se muestra en la Fig. 1, en el momento del corte, la lámina de acero es trabajada en un estado comprimido. Después del trabajo, el estado comprimido es liberado, de manera que se cree que ocurre un esfuerzo de tracción residual. Por lo tanto, tal como se muestra en la Fig. 2, en la capa de plástico trabajada u otra zona afectada, el aumento parcial de resistencia debido al trabajo sobre el plástico o la resistencia a la fuerza de compresión debida al esfuerzo de tracción residual debido al segundo trabajo ocasiona que la cantidad de compresión en el momento de trabajo disminuya y que la cantidad de deformación de la abertura después del corte disminuya, de manera que pueda reducirse el esfuerzo residual. Por lo tanto, si se trabaja la parte de más de 2000 μm del extremo trabajado en el intervalo de nuevo, no hay capa de plástico trabajada u otra zona afectada, de manera que la parte es trabajada mientras recibe de nuevo una gran fuerza de compresión. Cuando esta es liberada después del trabajo, el esfuerzo residual no se reduce y no se mejora la resistencia al agrietamiento, de manera que el límite superior fue establecido en 2000 μm. Además, el límite inferior fue establecido a 1 μm, ya que la realización del trabajo mientras se controla éste a un intervalo menor de 1 μm es difícil. El intervalo más preferente para el trabajo es de 200 a 1.000 μm.

Además, el esfuerzo residual y la sección transversal de la parte trabajada son medidos mediante un aparato de medición de esfuerzo residual de rayos X, según el procedimiento descrito en "X-Ray Stress Measurement Method Standard (2002 Edition) - Ferrous Metal Section", Japan Society of Materials Science, Marzo 2002. Los detalles son los siguientes. El procedimiento de inclinación paralela es usado para medir 28-sen2L, usando la reflexión de rayos X del plano 211 de una red cúbica centrada en el cuerpo. El intervalo de medición de 28 en este momento es de aproximadamente 150 a 162°. Se usó Cr-Ka como diana de los rayos X, la corriente del tubo y el voltaje del tubo eran de 30 kV/10 mA, y la rendija de incidencia de rayos X era de 1 mm cuadrado. El valor obtenido multiplicando la constante K de esfuerzo por la inclinación de la curva 28-sen2L se asignó al esfuerzo residual. En este momento, la constante K de esfuerzo era de -32,44 kgf/grad.

Bajo las condiciones anteriores, en el caso de una sección transversal con orificios perforados, se mide L(mm) = 20, 25, 30, 35, 40, 45, mientras que en el caso de una superficie cortada se mide L(mm) = 0, 20, 25, 30, 35, 40, 45 . La medición fue realizada en una dirección del espesor de 0° y en direcciones inclinadas 23° y 45° con respecto a la misma, para un total de tres mediciones. El valor promedio fue usado como el esfuerzo residual.

El procedimiento de corte, tal como perforación o corte, no está particularmente limitado. Es posible usar cualquier procedimiento conocido. Con respecto a la temperatura de trabajo, el efecto de la presente invención se obtiene en un intervalo desde la temperatura ambiente hasta 1.000ºC.

Mediante el post-procesamiento indicado anteriormente, el esfuerzo residual de la tensión en la cara extrema trabajada llega a 600 MPa o menos, de manera que, en general, cuando se supone una lámina de acero de 980 MPa o mas, el esfuerzo residual es menor que el límite cortante y ya no aparecen grietas. Además, cuando el esfuerzo residual de compresión, básicamente el esfuerzo, no actúa en una dirección en la que se forman grietas en la lámina de acero, en los extremos, ya no aparecen grietas. Por esta razón, el esfuerzo residual de tensión en la cara extrema en el corte, tal como

una perforación o un corte, es preferentemente de 600 MPa o menos o el esfuerzo residual de compresión.

Para suprimir la fragilización por hidrógeno, además de prensar las partes en las que se hay un esfuerzo residual debido al corte, es efectivo impartir un esfuerzo de compresión residual. Las caras extremas, que fueron cortadas, son prensadas ya que el esfuerzo residual de tensión, que se cree que ocasiona fragilización por hidrogeno después del corte, es alto en los extremos cortados y si se prensan dichos lugares de trabajo, el esfuerzo residual de tensión disminuye y se mejora la resistencia a la fragilidad por hidrógeno. En relación al procedimiento para prensar las caras extremas cortadas, puede usarse cualquier procedimiento pero, industrialmente, el procedimiento que usa acuñación económicamente superior.

Las caras extremas cortadas son trabajadas en el estado en el que lámina de acero está comprimida cuando se trabajan, tal como se muestra en la Fig. 1. Después del trabajo, se libera el estado comprimido, de manera que se cree que se eleva el esfuerzo residual de tensión. Por lo tanto, los inventores descubrieron que ampliando los orificios o prensando las superficies frontales de las caras extremas en toda la sección transversal de la capa de plástico trabajada u otra zona afectada, la elevación parcial en resistencia debido al trabajo del plástico o la resistencia a la fuerza de compresión debida al esfuerzo residual de tensión permiten el control, de manera que el desplazamiento de liberación después de completar el corte se convierte en el lado de compresión, es decir, un procedimiento de trabajo de una única etapa. Es decir, si se agranda un orificio o si se presiona sobre una parte en un intervalo a 2000 μm desde el extremo trabajado, el orificio es ensanchado y la cara extrema es prensada simultáneamente. Debido a que esta es liberada después de trabajarla, el esfuerzo residual termina en el lado de compresión en la cara extrema. Para poder obtener esto mediante una única operación de trabajo usando un troquel y un punzón, la forma de la punta de la cuchilla, tal como se muestra en las Figs. 3 y 4, es importante. La Fig. 3 tiene una diferencia escalonada que forma la punta de la cuchilla, mientras que la Fig. 4 tiene una parte punta paralela en la punta de la diferencia escalonada.

Cuando se proporciona una diferencia escalonada que disminuye continuamente desde el radio de curvatura o anchura de la base de la cuchilla en la dirección desde la base de la cuchilla a la punta de la cuchilla, si la reducción en el radio de curvatura o anchura es menor de 0,01 mm, la situación termina no siendo diferente de una perforación o corte ordinarios, de manera que un gran esfuerzo de tracción permanece en la cara extrema. Por otro lado, si la cantidad de reducción del radio de curvatura o anchura es mayor de 3,0 mm, la holgura se hace grande, de manera que las rebabas de la cara extrema trabajada acaban siendo mayores.

Además, si la altura de la pared vertical de la cuchilla (altura de la diferencia escalonada) es menor que 1/2 del espesor de la lámina de acero trabajada, después de perforar una vez, ya no es posible prensar la cara extrema trabajada desde la cara lateral de la diferencia escalonada, de manera que la situación no es diferente de una perforación o corte ordinario y un gran esfuerzo de tracción sigue estando presente en la cara extrema trabajada. Por otro lado, si la altura es mayor de 100 mm, el golpe se vuelve más largo o más corto, el tiempo de vida de la propia cuchilla es una preocupación.

Además, el ángulo formado por la parte paralela de la cuchilla de corte y la diferencia escalonada (ángulo 8 de la pared vertical de la cuchilla) es, preferentemente, de 95° a 179°, más preferentemente, de al menos 140°.

En la Fig. 3 y la Fig. 4, la diferencia escalonada es formada con un radio de curvatura, pero una cuchilla con una anchura reducida linealmente desde la base de la cuchilla está incluida también en el alcance de la invención.

Además, en relación a la forma de la cuchilla de corte, D/H es importante cuando la diferencia del radio de curvatura o anchura desde la base de la cuchilla y la punta de la cuchilla es D (mm) y la altura de la diferencia escalonada es H (mm). Si el valor es menor de 0,5, se suprime la disminución en la vida de la cuchilla o las rebabas, de manera que, preferentemente, el valor se establece en 0,5 o menos.

Por otro lado, un biselado de la punta de la cuchilla, tal como se divulga en JP-A 5-23755 y JP-A 8-57557 es efectivo para reducir las rebabas, prolongar la vida de la cuchilla y prevenir el agrietamiento de una lámina de acero con una resistencia relativamente baja, pero en la presente invención, es más importante que la lámina de acero sea conformada bajo condiciones predeterminadas, a continuación, la cara extrema perforada o la cara extrema cortada es empujada de nuevo, de manera que no es particularmente necesario biselar la punta de la cuchilla con el fin de reducir el esfuerzo residual o volverlo el costado de compresión.

Además, el esfuerzo residual en la cara extrema trabajada es medida bajo las condiciones indicadas anteriormente mediante un aparato de medición de esfuerzo residual de rayos X según el procedimiento descrito en "X-Ray Stress Measurement Method Standards (edición 2002) - Ferroous Metal Section", Japan Society of Materials Science, Marzo 2002.

El procedimiento de corte, tal como perforación o corte, no está particularmente limitado. Puede usarse cualquier procedimiento conocido. Para la temperatura de trabajo, el efecto de la presente invención se obtiene en el intervalo desde la temperatura ambiente a 1.000°C.

Además, en relación al esfuerzo residual, si es cero o la compresión lateral, básicamente, no actúa ninguna reacción en el

extremo en la dirección en la que la lámina de acero se agrietaría, de manera que ya no aparecen grietas. Además, una presión no superior a 600 MPa es efectiva para prevenir grietas.

Los inventores consideraron los problemas anteriores y descubrieron que haciendo la forma del punzón igual a una estructura de dos etapas de la cuchilla A de plegado y la cuchilla B de corte, mostradas en la Fig. 6, es posible reducir el esfuerzo residual en la cara extrema perforada.

Se considera que las razones son las que se indican a continuación.

En una perforación ordinaria, la parte deformada por el punzón y el troquel mostrados en la Fig. 5 (capa endurecida) es sometida a un gran esfuerzo de tracción o compresión. Por esta razón, el trabajo de endurecimiento de esa parte se vuelve notorio, de manera que la ductilidad de la cara extrema se deteriora. Sin embargo, cuando se fabrica el punzón con la forma de estructura de dos etapas que comprende la cuchilla B de corte y la cuchilla A de plegado, tal como se muestra en la presente invención (Fig. 6), tal como se muestra en la Fig. 7, cuando la parte cortada por la cuchilla B de corte (parte M cortada del material) recibe un esfuerzo de tracción por la cuchilla A de plegado, la progresión de las grietas que surgen debido a la cuchilla B de corte y el hombro del troquel es promovido por el esfuerzo de tracción y el material es cortado por la cuchilla B de corte sin compresión, de manera que el esfuerzo residual de tensión después de la perforación disminuye y puede suprimirse la caída en la cantidad permisible de hidrógeno que entra desde el entorno.

Además, los inventores llevaron a cabo estudios detallados acerca de la forma de la cuchilla de plegado y descubrieron que a menos que la forma de la cuchilla de plegado se haga igual a una forma predeterminada, no puede obtenerse un efecto suficiente de reducción del esfuerzo residual.

Es decir, cuando la forma de la cuchilla A de plegado no es la forma predeterminada, el material es cortado por la cuchilla A de plegado, de manera que la parte M cortada por la cuchilla B de corte no puede recibir un esfuerzo de tracción suficiente por el plegado. Sin embargo, haciendo que la forma de la cuchilla de plegado sea una forma en la que el material no es cortado por la propia cuchilla de plegado, el esfuerzo residual puede ser reducido.

La Fig. 8 muestra la relación entre el radio de curvatura Rp y el esfuerzo residual en el caso de usar una lámina de acero endurecido de grado TS1470 MPa, de un espesor de 2,0 mm, bajo las condiciones de una altura Hp de la cuchilla de plegado de 0,3 mm, una holgura del 5%, un ángulo 8p de la pared vertical de la cuchilla de plegado de 90º, y un radio de curvatura Rp predeterminado proporcionado al hombro de la cuchilla A de plegado. Si el radio de curvatura es 0,2 mm o mayor, se observa que el esfuerzo residual se reduce. Aquí, el esfuerzo residual es encontrado midiendo el cambio en la distancia reticular mediante el procedimiento de difracción de rayos X en la superficie de corte. El área de medición es una región de 1 mm cuadrado y la medición es realizada en el centro del espesor, en la superficie de corte. Cuando se usa un punzón para hacer orificios, no es posible disparar rayos X desde una dirección vertical a la superficie de corte, de manera que el ángulo de emisión de los rayos X es cambiado para la medición, para permitir la medición del esfuerzo residual en la dirección del espesor. Además, en este caso, la holgura es la holgura del punzón y el troquel C / espesor t x 100 (%). Las otras condiciones de perforación son un diámetro de punzón Ap = 20 mm y una distancia Dp = 1,0 mm entre el extremo P de la cuchilla de corte y la posición D de elevación de la cuchilla de plegado.

Además, la Fig. 9 muestra la relación entre el ángulo 8p y el esfuerzo residual en el caso de usar una lámina de acero endurecido de grado TS1470 MPa, de un espesor de 1,8 mm, bajo las condiciones de una altura Hp de la cuchilla de plegado de 0,3 mm, una holgura del 5,6 %, un radio de curvatura del hombro de la cuchilla de plegado de 0,2 mm, y una parte pared vertical de la cuchilla A de plegado de un ángulo 8p predeterminado. Debido a esto, se descubrió que haciendo que el ángulo 8p de la pared vertical de la cuchilla de plegado sea de entre100º y 170º, el esfuerzo residual se reduce. Las otras condiciones de perforación son un diámetro de punzón Ap = 20 mm y una distancia Dp = 1,0 mm entre el extremo P de la cuchilla de corte y la posición D de elevación de la cuchilla de plegado.

La Fig. 10 muestra la relación entre la altura Hp de la cuchilla de plegado y el esfuerzo residual en el caso de usar una lámina de acero endurecido de grado TS1470 MPa, de un espesor de 1,4 mm, bajo las condiciones de un radio de curvatura Rp del hombro de la cuchilla A de plegado de 0,3 mm, un ángulo 8p de la pared vertical de la cuchilla A de plegado de 135º, una holgura de 7,1 y una altura Hp de la cuchilla de plegado de 0,3 a 3 mm. Debido a esto, se descubrió que haciendo que el radio de curvatura Rp del hombro de la cuchilla de plegado sea de 0,2 mm o mayor o haciendo que el ángulo 8p de la pared vertical de la cuchilla de plegado sea de 100º a 170º, el esfuerzo residual se reduce en comparación con el caso ordinario sin cuchilla de plegado, es decir, Hp = 0. El resto de las condiciones de perforación son un diámetro de punzón Ap = 20 mm y una distancia Dp = 1,0 mm del extremo P de la cuchilla de corte y la posición D de elevación de la cuchilla de plegado.

Además, la Fig. 11 muestra el efecto de la holgura de la perforación sobre el esfuerzo residual cuando se usa una lámina de acero endurecido de grado TS1470 MPa, de un espesor de 1,6 mm, bajo las condiciones de un radio de curvatura Rp del hombro de la cuchilla A de plegado de 0,3 mm, un ángulo 8p de la pared vertical de la cuchilla A de plegado de 135º, y una altura Hp de la cuchilla de plegado de 0,3 mm. El resto de las condiciones de perforación son un diámetro de punzón

Ap = 20 mm y una distancia Dp = 1,0 mm del extremo P de la cuchilla de corte y la posición D de elevación de la cuchilla de plegado. La holgura también tiene un efecto sobre el esfuerzo residual. Si la holgura se agranda en un 25%, el esfuerzo residual se hace también más grande. Se cree que esto es debido al efecto de la tracción debido a que la cuchilla de plegado se hace más pequeña, de manera que la holgura tiene que hacerse del 25% o menor.

El troquel o punzón de perforación está realizado en una estructura de dos etapas de la cuchilla A de plegado y la cuchilla B de corte. Esto se hace así para que antes de que la cuchilla B de corte cizalle el material trabajado, la cuchilla A de plegado proporcione un esfuerzo de tracción a la parte M cortada del material trabajado y reduzca el esfuerzo residual de tensión que permanece en la superficie del extremo cortado del material trabajado, después del corte.

El radio de curvatura Rp del hombro de plegado tiene que ser al menos de 0,2 mm. Esto es debido a que si el radio de curvatura Rp del hombro de la cuchilla de plegado no es mayor de 0,2 mm, no es posible que el material trabajado sea cortado por la cuchilla A de plegado y que la parte M cortada por la cuchilla B de corte reciba un esfuerzo de tracción suficiente.

El ángulo 8p del hombro de la cuchilla de plegado tiene que ser de 100º a 170º. Esto es debido a que si el ángulo 8p del hombro de la cuchilla de plegado es de 100º o menor, el material es cortado por la cuchilla A de plegado, de manera que no puede proporcionarse un esfuerzo de tracción suficiente a la parte M cortada por la cuchilla B de corte. Además, si el ángulo 8p del hombro de la cuchilla de plegado es de 170º o mayor, no puede proporcionarse un esfuerzo de tracción suficiente a la parte a ser cortada por la cuchilla B de corte.

Si se cumple cualquiera de las condiciones anteriores relativas al radio de curvatura Rp del hombro de la cuchilla de plegado y el ángulo 8p del hombro de la cuchilla de plegado, se obtiene un gran efecto, pero cuando se cumplen ambas, la presión de contacto del material en contacto con el molde de aleación se reduce, de manera que el desgaste del molde es suprimido. Por lo tanto, para el mantenimiento, es preferente cumplir ambas condiciones.

Además, en una perforación ordinaria, normalmente se usa un porta-láminas para sujetar el material al troquel, pero también es posible usar, de manera adecuada, un porta-láminas en el procedimiento de perforación de la presente invención. La carga supresora de arrugas (carga aplicada al material desde el porta-láminas) no tiene un efecto particularmente grande sobre el esfuerzo residual, de manera que puede ser usada en el intervalo usado generalmente.

La velocidad de perforación no tiene un gran efecto sobre el esfuerzo residual, incluso si es cambiada dentro del intervalo habitual usado industrialmente, por ejemplo, de 0,01 m/seg a varios m/seg, de manera que puede tomar cualquier valor.

Además, en la mayoría de los casos, en el procedimiento de perforación, para suprimir el desgaste del molde, el molde o el material se recubre con aceite de lubricación. En la presente invención, puede usarse también un aceite lubricante adecuado para este propósito.

Además, para proporcionar un esfuerzo de tracción suficiente a la cuchilla A de plegado, la altura Hp de la cuchilla de plegado se hace preferentemente de al menos el 10% del espesor del material trabajado.

Además, la distancia Dp del extremo P de la cuchilla de corte y la posición Q de elevación de la cuchilla de plegado se hace, preferentemente, de al menos 0,1 mm. Esto es debido a que si la distancia es menor que este valor, cuando el material trabajado es cortado por la cuchilla B de corte, hace difícil que se produzcan las grietas que se producen normalmente cerca del hombro de la cuchilla de corte y se proporciona un esfuerzo a la posición de corte mediante la cuchilla de corte.

Además, la parte entre el extremo P de la cuchilla de corte y la posición Q de elevación de la cuchilla de plegado en el punzón, la parte inferior de la cuchilla A de plegado, y la parte pared vertical de la cuchilla A de plegado son, preferentemente, formas planas en términos de la producción del punzón, pero incluso si hay alguna forma de relieve, el efecto es el mismo, incluso si se cumplen los requisitos anteriores.

Es posible reducir el esfuerzo residual de la cara extrema en el momento de la perforación, añadiendo además la cuchilla A de plegado al punzón que tiene, convencionalmente, sólo la cuchilla B de corte. Al añadir la cuchilla A de plegado y, además, haciendo que la altura Hp de la cuchilla de plegado sea mayor, la presión superficial donde la cuchilla B de corte y el material trabajado hacen contacto, uno con el otro, se reduce, de manera que la cantidad de desgaste del extremo P de la cuchilla de corte se reduce también, pero si la altura Hp es demasiado alta, antes de la cuchilla B de corte el material trabajado hagan contacto, el material puede romperse entre la cuchilla A de plegado y la cuchilla B de corte y el efecto no puede ser obtenido. En este caso, la altura Hp de la cuchilla de plegado se hace, preferentemente, de aproximadamente 10 mm o menor.

No hay un límite superior particular para el radio de curvatura Rp de hombro del hombro la cuchilla de plegado, pero depende del tamaño del punzón. Si el radio de curvatura Rp es demasiado grande, se hace difícil aumentar la altura Hp de la cuchilla de plegado, de manera que 5 mm o menos es preferente.

Anteriormente, se ha explicado el efecto en el caso de añadir una cuchilla de plegado al punzón, pero cuando se añaden cuchillas de plegado al punzón y al troquel y cuando se añade una cuchilla de plegado sólo al troquel, debido a que un esfuerzo de tracción es proporcionado al material en la misma manera que cuando se añade una cuchilla de plegado sólo al punzón, tal como se ha explicado anteriormente, se obtienen efectos similares. Las limitaciones en las dimensiones de la cuchilla de plegado en este caso son las mismas que las limitaciones en el caso de la adición de una cuchilla A de plegado a sólo el punzón, tal como se ha explicado anteriormente.

Como en el procedimiento de reducción del esfuerzo residual, es necesario conformar en caliente el acero y, a continuación, cortarlo cerca del punto muerto inferior. Se cree que la razón es como se indica a continuación. Al cortar durante el trabajo en caliente, se cree que la herramienta de corte contacta con la lámina de acero con una presión superficial alta. En este caso, se cree que la tasa de enfriamiento se hace grande y que el acero es transformado desde austenita a una estructura transformada de baja temperatura con una alta resistencia a la deformación. En este momento, se cree que aunque más pequeño que en el caso del trabajo en un material endurecido a temperatura ambiente, puede permanecer un mayor esfuerzo residual que en el caso de la austenita. Por lo tanto, la placa es cortada cerca del punto muerto inferior, porque si durante la conformación en caliente, la resistencia a la deformación de la lámina de acero es pequeña y el esfuerzo residual después del trabajo es bajo. Además, la razón por la que la sincronización del trabajo sea cercana al punto muerto central es que si no es cerca del punto muerto inferior, después del corte, la lámina de acero se deformará y la forma y la precisión posicional empeorarán. “Cerca del punto muerto inferior" significa dentro de al menos 10 mm, preferentemente, dentro de 5 mm, del punto muerto inferior.

Para suprimir la fragilización por hidrógeno, es efectivo controlar la atmósfera en el horno de calentamiento antes de la conformación para reducir la cantidad de hidrógeno en el acero y, a continuación, post-procesarlo mediante corte por fusión con su pequeño esfuerzo residual después del trabajo.

La razón para enfriar y endurecer el acero después de conformarlo en el molde para producir una parte de alta resistencia, a continuación, derretir parte de la parte para cortarla, es que si se funde una parte de la parte para cortarla, el esfuerzo residual después del trabajo es pequeño y la resistencia a la fragilización por hidrógeno es buena.

En relación al procedimiento de trabajo para fundir parte de la parte para cortarla, puede usarse cualquier procedimiento, pero industrialmente, son preferentes el corte por láser y el corte por plasma con pequeñas zonas afectadas por el calor. El corte por gas tiene un esfuerzo residual pequeño después del trabajo, pero tiene la desventaja de que requiere una gran entrada de calor y tiene partes mayores en las que la resistencia de la parte se reduce.

Para suprimir la fragilización por hidrógeno, es efectivo controlar la atmósfera en el horno de calentamiento antes de la conformación, a fin de reducir la cantidad de hidrógeno en el acero, y post-procesar el acero mecanizando con un pequeño esfuerzo residual después del trabajo.

La razón para el enfriamiento y endurecimiento del acero después de la conformación en el molde para producir una parte de alta resistencia, a continuación, mecanizarlo para perforarlo o cortar alrededor de la parte, es que con el corte u otro tipo de mecanizado, el esfuerzo residual después del trabajo es pequeño y la resistencia a la fragilización por hidrógeno es buena.

Como el procedimiento para el mecanizado para perforarla o cortar alrededor de la parte, puede usarse cualquier procedimiento, pero industrialmente, la perforación o el corte con una sierra es un buen procedimiento, ya que es económicamente superior.

Incluso en el caso de usar el trabajo anterior para el post-procesamiento, es suficiente cortar mecánicamente el lugar con el esfuerzo residual alto en la cara extrema de la parte cortada. La superficie de corte de la parte cortada es retirada a un espesor de 0,05 mm o mayor, ya que con una retirada de un espesor inferior a este valor, el lugar donde el esfuerzo residual permanece no puede ser retirado suficientemente y la resistencia a la fragilización por hidrógeno se reduce.

Como procedimiento para la retirada de un espesor de 0,05 mm o mayor desde la superficie de corte de la parte cortada mediante corte mecánico, puede usarse cualquier procedimiento. Industrialmente, un procedimiento de corte mecánico, tal como el fresado, es bueno ya que es económicamente superior.

A continuación, se explicarán las razones para limitar la composición química de la lámina de acero que forma el material.

C es un elemento añadido para hacer la estructura después del enfriamiento de martensita y asegurar las propiedades del material. Para asegurar una resistencia de 1.000 MPa o mayor, se añade idealmente en una cantidad del 0,05% o más. Sin embargo, si la cantidad añadida es demasiado grande, es difícil asegurar la resistencia en el momento de la deformación por impacto, de manera que el límite superior es idealmente del 0,55%.

Mn es un elemento para mejorar la resistencia y la capacidad de endurecimiento. Si es inferior al 0,1%, no se obtiene suficiente resistencia en el momento del endurecimiento. Además, incluso si se añade más del 3%, el efecto se satura.

Por lo tanto, Mn está, preferentemente, en el intervalo del 0,1 al 3%.

Si es un elemento de aleación de tipo endurecimiento de solución, pero si es superior al 1,0%, la escala de la superficie se convierte en un problema. Además, cuando se recubre la superficie de lámina de acero, si la cantidad de Si añadido es grande, la capacidad de recubrimiento se deteriora, de manera que el límite superior se establece, preferentemente, en el 0,5%.

Al es un elemento necesario usado como un material para desoxidar el acero fundido y además es un elemento de fijación de N. Su cantidad tiene un efecto sobre el tamaño de grano de cristal o las propiedades mecánicas. Para tener dicho efecto, se requiere un contenido del 0,005% o superior, pero si es mayor del 0,1%, hay grandes inclusiones no metálicas y se dan, fácilmente, defectos superficiales en el producto. Por esta razón, Al está presente, preferentemente, en el intervalo

del 0,005 al 0,1%.

S tiene un efecto sobre las inclusiones no metálicas en el acero. Provoca el deterioro de la trabajabilidad y se convierte en una causa de deterioro de la tenacidad y aumenta la anisotropía y la susceptibilidad al agrietamiento por calentamiento repetido. Por esta razón, S es preferentemente del 0,02% o menor. Nótese que, más preferentemente, es del 0,01% o menor. Además, al limitar S al 0,005% o menor, las características de impacto son mejoradas sorprendentemente.

P es un elemento que tiene un efecto perjudicial sobre el agrietamiento de soldadura y la tenacidad, de manera que P es preferentemente del 0,03% o menor. Nótese que, preferentemente, es del 0,02% o menor. Además, más preferentemente, es del 0,015% o menor.

Si N excede el 0,01%, el engrosamiento de los nitruros y el endurecimiento por envejecimiento mediante el soluto N provoca que la tenacidad se deteriore, como una tendencia. Por esta razón, N está contenido, preferentemente, en una cantidad del 0,01% o menos.

O no está particularmente limitado, pero una adición excesiva se convierte en una causa para la formación de óxidos que tienen un efecto perjudicial sobre la tenacidad. Para suprimir los óxidos que se convierten en el punto de partida de la fractura por fatiga, preferentemente, el contenido es del 0,015% o menor.

Cr es un elemento para mejorar la capacidad de endurecimiento. Además, tiene el efecto de causar la precipitación de carburos de tipo M23C6 en la matriz. Tiene la acción de elevar la resistencia y hacer los carburos más finos. Se añade para obtener estos efectos. Si es inferior al 0,01%, estos efectos no se pueden esperar en un grado suficiente. Además, si es superior al 1,2%, el límite elástico tiende a aumentar excesivamente, de manera que Cr está, preferentemente, en el intervalo del 0,01 al 1,0%. Más preferentemente, es del 0,05 al 1%.

B puede ser añadido con el propósito de mejorar la capacidad de endurecimiento durante la conformación en prensa o en el enfriamiento después de la conformación en prensa. Para conseguir este efecto, es necesaria una adición del 0,0002%

o más. Sin embargo, si esta cantidad de adición se incrementa demasiado, hay una preocupación de un agrietamiento en caliente y el efecto se satura, de manera que el límite superior se establece, idealmente en el 0,0050%.

Ti puede ser añadido con el fin de sujetar el N formando un compuesto con B para sacar a relucir, de manera efectiva, el efecto de B. Para sacar a relucir este efecto, (Ti - 3,42 x N) tiene que ser al menos del 0,001%, pero si se incrementa demasiado la cantidad de Ti, la cantidad de C que no se une con Ti disminuye y después de un enfriamiento ya no puede obtenerse una resistencia suficiente. Como límite superior, el equivalente de Ti que permite una cantidad de C no unida con Ti de al menos el 0,1%, es decir, {3,99 x (C-0,05) + (3,42 x N + 0,001)}%, es preferente.

Pueden incluirse también Ni, Cu, Sn y otros elementos que entran probablemente desde la chatarra. Además, desde el punto de vista del control de la forma de las inclusiones, pueden añadirse también Ca, Mg, Y, As, Sb, y REM. Además, para mejorar la resistencia, también es posible añadir Ti, Nb, Zr, Mo o V. En particular, Mo mejora también la capacidad de endurecimiento, de manera que puede añadirse también para este propósito, pero si estos elementos se incrementan excesivamente, la cantidad de C que no se une con estos elementos se reducirá y ya no se obtendrá una resistencia suficiente después del enfriamiento, de manera que una adición no superior al 1% de cada uno de ellos, es preferente.

Los elementos Cr, B, Ti y Mo anteriores son elementos que tienen un efecto sobre la capacidad de endurecimiento. Las cantidades de estos elementos añadidos pueden ser optimizadas considerando la capacidad de endurecimiento requerida, el costo en el momento de la producción, etc. Por ejemplo, es posible optimizar los elementos anteriores, Mn, etc., para reducir el costo de aleación, reducir el número de tipos de acero para reducir el coste, incluso si el coste de la aleación no es minimizado, o usar otras diversas combinaciones de elementos según las circunstancias en el momento de la producción.

Además, no hay ningún problema particular, incluso si están incluidas, inevitablemente, las impurezas incluidas.

La lámina de acero de la composición indicada anteriormente puede ser tratada también mediante laminación de aluminio,

aluminio-zinc o zinc. En el procedimiento de producción de la misma, el decapado y la laminación en frío pueden realizarse mediante procedimientos ordinarios. Tampoco hay ningún problema incluso si el procedimiento de laminado de aluminio o el procedimiento de laminado de aluminio-zinc y el laminado de zinc son realizados también mediante procedimientos ordinarios. Es decir, con el laminado de aluminio, una concentración de Si del 5 al 12% en el baño es adecuada, mientras que con el laminado de aluminio-zinc, una concentración de Zn del 40 al 50% en el baño es adecuada. Además, no hay ningún problema particular, incluso si la capa de laminado de aluminio incluye Mg o Zn o la capa de laminado de aluminio-zinc incluye Mg. Es posible producir una lámina de acero de características similares.

Obsérvese que con respecto a la atmósfera del procedimiento de laminado, es posible realizar el laminado en condiciones ordinarias, tanto en una instalación de laminado continuo, que tiene un horno no oxidante, como en una instalación de laminado no continuo, que tiene un horno no oxidante. Debido a que con esta lámina de acero individual, no se requiere un control especial, tampoco se inhibe la productividad. Además, como procedimiento de laminado de zinc, puede usarse galvanización por inmersión en caliente, laminado de zinc electrolítico, galvanización por inmersión en caliente de aleación u otro procedimiento. Bajo las condiciones de producción anteriores, la superficie de la lámina de acero no está prelaminada con metal antes del laminado, pero no hay ningún problema en particular en pre-laminar la lámina de acero con níquel, pre-laminarla con hierro o pre-laminarla con otro metal, para mejorar la capacidad de laminado. Además, no hay ningún problema particular, incluso si se trata la superficie de la capa de laminado con un laminado de un metal diferente o se recubre con un compuesto inorgánico u orgánico. A continuación, se usarán ejemplos para explicar la presente invención con mayor detalle.

Ejemplos

(Ejemplo 1) (fuera del alcance de la invención)

Se fundieron planchas de las composiciones químicas mostradas en la Tabla 1. Estas planchas fueron calentadas a entre

1.050 y 1.350ºC y fueron laminadas en caliente a una temperatura de acabado de 800 a 900ºC y una temperatura de bobinado de 450 a 680ºC, para obtener láminas de acero laminadas en caliente de un espesor de 4 mm. A continuación, estas fueron decapadas, a continuación, fueron laminadas en frío para obtener láminas de acero de un espesor de 1,6 mm. Después de esto, fueron calentadas a la región de austenita de 950ºC sobre el punto Ac3, a continuación, fueron conformadas en caliente. Se cambió la cantidad de hidrógeno y el punto de rocío de la atmósfera del horno de calentamiento. Las condiciones se muestran en la Tabla 2 y la Tabla 3. Las resistencias a la tracción eran de 1.523 MPa y

1.751 MPa.

Cuando se evalúan las partes perforadas con el punzón, se cortaron piezas de tamaño 100 mm x 100 mm de estas partes conformadas para obtener piezas de ensayo. Las partes centrales fueron perforadas mediante un punzón c10 mm a una holgura del 15%, a continuación, las piezas fueron trabajadas, de manera secundaria, bajo diversas condiciones. Además, cuando se evalúan las partes cortadas, las piezas de ensayo, trabajadas de manera secundaria, fueron cortadas a tamaños de 31,4 mm x 31,4 mm, trabajando, de manera primaria, a una holgura del 15%, a continuación, fueron trabajadas, de manera secundaria, bajo diversas condiciones, en la misma manera que la perforación con punzón. La forma de la pieza de ensayo, en este momento, se muestra en las Figuras. 12, 13. El intervalo de trabajo al realizar este trabajo secundario fue anotado también. La trituración mecánica fue realizada mediante un escariador para el orificio perforado con punzón y mediante una fresadora para el extremo cortado. Para evaluar la resistencia al agrietamiento de estas piezas de ensayo, las piezas de ensayo se dejaron en reposo después del trabajo secundario durante 24 horas a temperatura ambiente, a continuación, el número de grietas en los extremos trabajados y el esfuerzo residual en los extremos perforados y los extremos cortados fueron medidos mediante rayos-X. Se midió el número de grietas para toda la circunferencia del orificio para un orificio perforado con punzón. Para los extremos cortados, se midió un lado.

Como resultado del estudio, bajo las condiciones de corte y perforación con punzón, se produjo agrietamiento frecuentemente bajo las condiciones de producción nº 1, 2, 3, 5, 6, 7, 8 y 10, donde la cantidad de hidrógeno de la atmósfera de calentamiento es del 30% o el punto de rocío es de 50ºC, el trabajo primario se deja tal cual, o después del trabajo primario, se realiza un trabajo secundario a 3 mm desde el extremo trabajado, mientras que no se produjeron grietas bajo las condiciones de producción de trabajo secundario nº 4 y 9, donde la cantidad de hidrógeno de la atmósfera de calentamiento es del 10% o menor, el punto de rocío es de 30ºC o menos, y 1000 μm desde el extremo trabajado es trabajado, de manera secundaria, después del trabajo primario. Además, las tendencias en el número de grietas que se producen bajo las condiciones de producción de una cantidad de hidrógeno en la atmósfera de calentamiento del 10% o menos y un punto de rocío de 30ºC o menos y los resultados de la medición del esfuerzo residual mediante rayos X coinciden perfectamente. Por lo tanto, para una mejora de la resistencia al agrietamiento de los extremos trabajados, puede decirse que un nuevo trabajo de la parte, a 1 a 2000 μm desde los extremos trabajados después del trabajo primario, es efectivo.

Tabla 1 (% en peso)

Tipo de acero: C Si Mn P S Al Cr N Ti B

A: 0,22 0,22 1,1 0,010 0,003 0,050 0,20 0,0034 0,023 0,0023

B: 0,27 0,15 0,7 0,006 0,009 0,031 0,14 0,0038 0,025 0,0025

Tabla 2

Nº deCondición deproducción: Nº de tipode acero Espesor H enatmósfera(%) Punto derocío (ºC) Esfuerzode tracción(MPa) Procedimiento de perforación Intervalo detrabajosecundario(μm) Esfuerzode tracciónresidualextremo depunzón(MPa) Nº degrietasdespuésde 24 hde reposo

Trabajo principal: Trabajo secundario

Diámetrode punzón(mm): Diámetrode troquel(mm) Diámetrode punzón(mm) Diámetrode troquel(mm)

1: A 1,6 5 20 1523 10,0 10,5 - - - 1240 4

2: 30 10 10,0 10,5 12,0 12,5 1000 435 6

3: 5 50 10,0 10,5 12,0 12,5 1000 395 5

4: 1 -10 10,0 10,5 12,0 12,5 1000 420 0

5: 3 0 10,0 10,5 16,0 16,5 3000 1193 6

6: B 1,6 5 20 1751 10,0 10,5 - - - 1392 14

7: 30 10 10,0 10,5 12,0 12,5 1000 378
7

8: 5 50 10,0 10,5 12,0 12,5 1000 445 5

9: 1 -10 10,0 10,5 12,0 12,5 1000 266 0

10: 3 0 10,0 10,5 16,0 16,5 3000 1353 13

Tabla 3

Nº deCondición deproducción: Nº de tipode acero Espesor H enatmósfera(%) Punto derocío (ºC) Esfuerzode tracción(MPa) Procedimiento de corte de extremo Intervalo detrabajosecundario(μm) Esfuerzode tracciónresidualextremo decorte(MPa) Nº degrietasdespuésde 24 hde reposo

Trabajo principal: Trabajo secundario

Procedimiento: Holgura (%)
Procedimiento

1: A 1,6 5 20 1523 Corte 15 - - 1321 5

2: 30 10 Corte 15 Corte 1000 378 6

3: 5 50 Corte 15 Corte 1000 425 8

4: 1 -10 Corte 15 Corte 1000 334 0

5: 3 0 Corte 15 Corte 3000 1218
5

6: B 1,6 5 20 1751 Corte 15 - - 1447 16

7: 30 10 Corte 15 Corte 1000 354
7

8: 5 50 Corte 15 Corte 1000 405 9

9: 1 -10 Corte 15 Corte 1000 191 0

10: 3 0 Corte 15 Corte 3000 1491 15

(Ejemplo 2) (fuera del alcance de la invención)

Se fundieron placas de las composiciones químicas mostradas en la Tabla 4. Estas placas fueron calentadas a entre

1.050 y 1.350ºC y fueron laminadas en caliente a una temperatura de acabado de 800 a 900ºC y una temperatura de bobinado de 450 a 680ºC, para obtener láminas de acero, laminadas en caliente, de un espesor de 4 mm. A continuación, estas fueron decapadas, a continuación, fueron laminadas en frío para obtener láminas de acero de un espesor de 1,6 mm. Además, las partes de las láminas laminadas en frío fueron tratadas mediante recubrimiento por inmersión en caliente de aluminio, recubrimiento por inmersión en caliente de aluminio y zinc, galvanizado por inmersión en caliente de aleación y galvanización por inmersión en caliente. La Tabla 5 muestra la leyenda del tipo de laminado. Después de esto, estas láminas de acero laminadas en frío y las láminas de acero con superficies tratadas fueron calentadas mediante un calentamiento en horno a la región de austenita del punto AC3 a 950ºC y, a continuación, fueron conformadas en caliente. Se cambió la cantidad de hidrógeno y el punto de rocío en la atmósfera del horno de calentamiento. Las condiciones se muestran en la Tabla 6.

Una sección transversal de la forma del molde se muestra en la Fig. 14. La leyenda en la Fig. 14 se muestra a continuación (1: troquel, 2: punzón). La forma del punzón, tal como se ve desde arriba, se muestra en la Fig. 15. La leyenda en la Fig. 15 se muestra a continuación (2: punzón). La forma del troquel, tal como se ve desde abajo, se muestra en la Fig. 16. La leyenda en la Fig. 16 se muestra a continuación (1: troquel). El molde siguió la forma del punzón. La forma del troquel estaba determinada por una holgura de un espesor de 1,6 mm. El tamaño (mm) de la pieza sin tratar era de 1,6 x espesor x 300 x 500. Como condiciones de conformación, la velocidad del punzón se estableció a 10 mm/s, la fuerza de presión se estableció a 200 toneladas y el tiempo de retención hasta el punto muerto inferior se estableció en 5 segundos. Una vista esquemática de la parte conformada se muestra en la Fig. 17. Una pieza de ensayo de tracción fue cortada de la parte conformada. El esfuerzo de tracción de la parte conformada era 1.470 MPa o superior. El corte realizado fue una perforación. La posición mostrada en la Fig. 18 fue perforada usando un punzón de un diámetro de 10 mmc y usando un troquel de un diámetro de 10,5 mm. La Fig. 18 muestra la forma de la parte, tal como se ve desde arriba. La leyenda en la Fig. 18 se muestra a continuación (1: parte 2: centro del orificio de la pieza). La perforación fue realizada durante los 30 minutos siguientes a la conformación en caliente. Después de la perforación, se realizó la conformación. Los procedimientos de trabajo se muestran también en la Tabla 6. Para la leyenda, el caso de conformación se muestra mediante "S", mientras que el caso de no trabajo se muestra mediante "N". En este momento, el diámetro del agujero acabado fue cambiado y se estudio el efecto del espesor eliminado. Las condiciones se muestran, en conjunto, en la Tabla 6. La conformación fue realizada durante los 30 minutos siguientes a la perforación. La resistencia a la fragilización por hidrógeno fue evaluada mediante el examen de toda la circunferencia del orificio, una semana después de la conformación, para determinar la presencia de cualquier grieta. El examen se realizó usando una lupa o un microscopio electrónico. Los resultados de la determinación se muestran, en conjunto, en la Tabla 6. Nótese que la prensa usada era una prensa de manivela general.

Los experimentos Nº1 a 249 muestran los resultados de la consideración de los efectos del tipo de acero, el tipo de laminado, la concentración de hidrógeno en la atmósfera y el punto de rocío para el caso de trabajo mediante conformación. Los experimentos Nº 250 a 277 son casos comparativos de no trabajo. En todos los casos, no se produjeron grietas.

Tabla 4

Tipo de acero: C Si Mn P S Al Cr N Ti B

C: 0,22 0,2 2,2 0,015 0,008 0,040 - 0,0040 - -

D: 0,22 0,22 1,1 0,010 0,003 0,050 0,20 0,0034 0,023 0,0023

E: 0,21 0,18 1,3 0,006 0,004 0,031 1,10 0,0038 - -

Tabla 5

Tipo de laminado: Leyenda

No laminado: CR

Laminado de aluminio: AL

Galvanización por inmersión en caliente de aleación: GA

Galvanización por inmersión en caliente: GI

Tabla 6 (Parte 1)

EjNº: Tipo de acero Tipo de laminado H enatm(%) Puntoderocío(ºC) Proc.detrabajo Atm detrabajo Grietas

1: C CR 80 -40 S 0,1 SÍ

2: C CR 80 -20 S 0,1 SÍ

3: C CR 80 0 S 0,1 SÍ

EjNº: Tipo de acero Tipo de laminado H enatm (%) Puntode rocío(ºC) Proc.detrabajo Atm detrabajo Grietas

51: C CR 40 15 S 0,1 SÍ

52: C CR 40 40 S 0,1 SÍ

53: D CR 40 -40 S 0,1 SÍ

4: C CR 80 5 S 0,1 SÍ

5: C CR 80 15 S 0,1 SÍ

6: C CR 80 25 S 0,1 SÍ

7: C CR 80 40 S 0,1 SÍ

8: C AL 80 -40 S 0,1 SÍ

9: C AL 80 -20 S 0,1 SÍ

10: C AL 80 0 S 0,1 SÍ

11: C AL 80 5 S 0,1 SÍ

12: C AL 80 15 S 0,1 SÍ

13: C AL 80 25 S 0,1 SÍ

14: C AL 80 40 S 0,1 SÍ

15: C GI 80 -20 S 0,1 SÍ

16: C GA 80 -20 S 0,1 SÍ

17: D CR 80 -40 S 0,1 SÍ

18: D CR 80 -20 S 0,1 SÍ

19: D CR 80 0 S 0,1 SÍ

20: D CR 80 5 S 0,1 SÍ

21: D CR 80 15 S 0,1 SÍ

22: D CR 80 25 S 0,1 SÍ

23: D CR 80 40 S 0,1 SÍ

24: D AL 80 -40 S 0,1 SÍ

54: D CR 40 0 S 0,1 SÍ

55: D CR 40 15 S 0,1 SÍ

56: D CR 40 40 S 0,1 SÍ

57: E CR 40 -40 S 0,1 SÍ

58: E CR 40 0 S 0,1 SÍ

59: E CR 40 15 S 0,1 SÍ

60: E CR 40 40 S 0,1 SÍ

61: C CR 8 -40 S 0,1 No

62: C CR 8 -20 S 0,1 No

63: C CR 8 0 S 0,1 No

64: C CR 8 5 S 0,1 No

65: C CR 8 15 S 0,1 No

66: C CR 8 25 S 0,1 No

67: C CR 8 40 S 0,1 SÍ

68: D CR 8 -40 S 0,1 No

69: D CR 8 -20 S 0,1 No

70: D CR 8 0 S 0,1 No

71: D CR 8 5 S 0,1 No

72: D CR 8 15 S 0,1 No

73: D CR 8 25 S 0,1 No

74: D CR 8 40 S 0,1 SÍ

25: D AL 80 -20 S 0,1 SÍ

26: D AL 80 0 S 0,1 SÍ

27: D AL 80 5 S 0,1 SÍ

28: D AL 80 15 S 0,1 SÍ

29: D AL 80 25 S 0,1 SÍ

30: D AL 80 40 S 0,1 SÍ

31: D GI 80 -20 S 0,1 SÍ

32: D GA 80 -20 S 0,1 SÍ

33: E CR 80 -40 S 0,1 SÍ

34: E CR 80 -20 S 0,1 SÍ

35: E CR 80 0 S 0,1 SÍ

36: E CR 80 5 S 0,1 SÍ

37: E CR 80 15 S 0,1 SÍ

38: E CR 80 25 S 0,1 SÍ

39: E CR 80 40 S 0,1 SÍ

40: E AL 80 -40 S 0,1 SÍ

41: E AL 80 -20 S 0,1 SÍ

42: E AL 80 0 S 0,1 SÍ

43: E AL 80 5 S 0,1 SÍ

44: E AL 80 15 S 0,1 SÍ

45: E AL 80 25 S 0,1 SÍ

75: E CR 8 -40 S 0,1 No

76: E CR 8 -20 S 0,1 No

77: E CR 8 0 S 0,1 No

78: E CR 8 5 S 0,1 No

79: E CR 8 15 S 0,1 No

80: E CR 8 25 S 0,1 No

81: E CR 8 40 S 0,1 SÍ

82: C CR 4 -40 S 0,1 No

83: C CR 4 0 S 0,1 No

84: C CR 4 15 S 0,1 No

85: C CR 4 40 S 0,1 SÍ

86: D CR 4 -40 S 0,1 No

87: D CR 4 0 S 0,1 No

88: D CR 4 15 S 0,1 No

89: D CR 4 40 S 0,1 SÍ

90: E CR 4 -40 S 0,1 No

91: E CR 4 0 S 0,1 No

92: E CR 4 15 S 0,1 No

93: E CR 4 40 S 0,1 SÍ

94: C CR 2 -40 S 0,1 No

95: C CR 2 -20 S 0,1 No

46: E AL 80 40 S 0,1 SÍ

47: E GI 80 -20 S 0,1 SÍ

48: E GA 80 -20 S 0,1 SÍ

49: C CR 40 -40 S 0,1 SÍ

50: C CR 40 0 S 0,1 SÍ

96: C CR 2 0 S 0,1 No

97: C CR 2 5 S 0,1 No

98: C CR 2 15 S 0,1 No

99: C CR 2 25 S 0,1 No

100: C CR 2 40 S 0,1 SÍ

Tabla 6 (Parte 2)

101: C AL 2 -40 S 0,1 No

102: C AL 2 -20 S 0,1 No

103: C AL 2 0 S 0,1 No

104: C AL 2 5 S 0,1 No

105: C AL 2 15 S 0,1 No

106: C AL 2 25 S 0,1 No

107: C AL 2 40 S 0,1 SÍ

108: C GI 2 15 S 0,1 No

109: C GA 2 15 S 0,1 No

110: D CR 2 -40 S 0,1 No

111: D CR 2 -20 S 0,1 No

151: E CR 0,5 0 S 0,1 No

152: E CR 0,5 15 S 0,1 No

153: E CR 0,5 40 S 0,1 Sí

154: C CR 0,1 -40 S 0,1 No

155: C CR 0,1 -20 S 0,1 No

156: C CR 0,1 0 S 0,1 No

157: C CR 0,1 5 S 0,1 No

158: C CR 0,1 15 S 0,1 No

159: C CR 0,1 25 S 0,1 No

160: C CR 0,1 40 S 0,1 Sí

161: C CR 0,1 -40 S 0,1 No

112: D CR 2 0 S 0,1 No

113: D CR 2 5 S 0,1 No

114: D CR 2 15 S 0,1 No

115: D CR 2 25 S 0,1 No

116: D CR 2 40 S 0,1 SÍ

117: D AL 2 -40 S 0,1 No

118: D AL 2 -20 S 0,1 No

119: D AL 2 0 S 0,1 No

120: D AL 2 5 S 0,1 No

121: D AL 2 15 S 0,1 No

122: D AL 2 25 S 0,1 No

123: D AL 2 40 S 0,1 SÍ

124: D GI 2 15 S 0,1 No

125: D GA 2 15 S 0,1 No

126: E CR 2 -40 S 0,1 No

127: E CR 2 -20 S 0,1 No

128: E CR 2 0 S 0,1 No

129: E CR 2 5 S 0,1 No

130: E CR 2 15 S 0,1 No

131: E CR 2 25 S 0,1 No

132: E CR 2 40 S 0,1 SÍ

162: C CR 0,1 -20 S 0,1 No

163: C CR 0,1 0 S 0,1 No

164: C CR 0,1 5 S 0,1 No

165: C CR 0,1 15 S 0,1 No

166: C CR 0,1 25 S 0,1 No

167: C CR 0,1 40 S 0,1 Sí

168: C CR 0,1 15 S 0,1 No

169: C CR 0,1 15 S 0,1 No

170: D CR 0,1 -40 S 0,1 No

171: D CR 0,1 -20 S 0,1 No

172: D CR 0,1 0 S 0,1 No

173: D CR 0,1 5 S 0,1 No

174: D CR 0,1 15 S 0,1 No

175: D CR 0,1 25 S 0,1 No

176: D CR 0,1 40 S 0,1 Sí

177: D CR 0,1 -40 S 0,1 No

178: D CR 0,1 -20 S 0,1 No

179: D CR 0,1 0 S 0,1 No

180: D CR 0,1 5 S 0,1 No

181: D CR 0,1 15 S 0,1 No

182: D CR 0,1 25 S 0,1 No

133: E AL 2 -40 S 0,1 No

134: E AL 2 -20 S 0,1 No

135: E AL 2 0 S 0,1 No

136: E AL 2 5 S 0,1 No

137: E AL 2 15 S 0,1 No

138: E AL 2 25 S 0,1 No

139: E AL 2 40 S 0,1 SÍ

140: E GI 2 15 S 0,1 No

141: E GA 2 15 S 0,1 No

142: C CR 0,5 -40 S 0,1 No

143: C CR 0,5 0 S 0,1 No

144: C CR 0,5 15 S 0,1 No

145: C CR 0,5 40 S 0,1 SÍ

146: D CR 0,5 -40 S 0,1 No

147: D CR 0,5 0 S 0,1 No

148: D CR 0,5 15 S 0,1 No

149: D CR 0,5 40 S 0,1 SÍ

150: E CR 0,5 -40 S 0,1 No

183: D CR 0,1 40 S 0,1 Sí

184: D CR 0,1 15 S 0,1 No

185: D CR 0,1 15 S 0,1 No

186: E CR 0,1 -40 S 0,1 No

187: E CR 0,1 -20 S 0,1 No

188: E CR 0,1 0 S 0,1 No

189: E CR 0,1 5 S 0,1 No

190: E CR 0,1 15 S 0,1 No

191: E CR 0,1 25 S 0,1 No

192: E CR 0,1 40 S 0,1 Sí

193: E AL 0,1 -40 S 0,1 No

194: E AL 0,1 -20 S 0,1 No

195: E AL 0,1 0 S 0,1 No

196: E AL 0,1 5 S 0,1 No

197: E AL 0,1 15 S 0,1 No

198: E AL 0,1 25 S 0,1 No

199: E AL 0,1 40 S 0,1 Sí

200: E GI 0,1 15 S 0,1 No

Tabla 6 (Parte 3)

201: E GA 0,1 15 S 0,1 No

202: C CR 0,05 -20 S 0,1 No

203: C CR 0,05 -40 S 0,1 No

204: C CR 0,05 -20 S 0,1 No

205: C CR 0,05 0 S 0,1 No

206: C CR 0,05 5 S 0,1 No

207: C CR 0,05 15 S 0,1 No

208: C CR 0,05 25 S 0,1 No

209: C CR 0,05 40 S 0,1 Sí

210: D CR 0,05 -20 S 0,1 No

211: D CR 0,05 -40 S 0,1 No

212: D CR 0,05 -20 S 0,1 No

213: D CR 0,05 0 S 0,1 No

214: D CR 0,05 5 S 0,1 No

215: D CR 0,05 15 S 0,1 No

216: D CR 0,05 25 S 0,1 No

251: D CR 80 -20 N 0 Sí

252: D CR 80 0 N 0 Sí

253: D CR 80 5 N 0 Sí

254: D CR 80 15 N 0 Sí

255: D CR 80 25 N 0 Sí

256: D CR 80 40 N 0 Sí

257: D AL 80 -40 N 0 Sí

258: D AL 80 -20 N 0 Sí

259: D AL 80 0 N 0 Sí

260: D AL 80 5 N 0 Sí

261: D AL 80 15 N 0 Sí

262: D AL 80 25 N 0 Sí

263: D AL 80 40 N 0 Sí

264: D CR 8 -40 N 0 Sí

265: D CR 8 -20 N 0 Sí

266: D CR 8 0 N 0 Sí

217: D CR 0,05 40 S 0,1 Sí

218: E CR 0,05 -20 S 0,1 No

219: E CR 0,05 -40 S 0,1 No

220: E CR 0,05 -20 S 0,1 No

221: E CR 0,05 0 S 0,1 No

222: E CR 0,05 5 S 0,1 No

223: E CR 0,05 15 S 0,1 No

224: E CR 0,05 25 S 0,1 No

225: E CR 0,05 40 S 0,1 Sí

226: C CR 0,01 -40 S 0,1 No

227: C CR 0,01 0 S 0,1 No

228: C CR 0,01 15 S 0,1 No

229: C CR 0,01 40 S 0,1 Sí

230: D CR 0,01 -40 S 0,1 No

231: D CR 0,01 0 S 0,1 No

232: D CR 0,01 15 S 0,1 No

233: D CR 0,01 40 S 0,1 Sí

234: E CR 0,01 -40 S 0,1 No

235: E CR 0,01 0 S 0,1 No

236: E CR 0,01 15 S 0,1 No

237: E CR 0,01 40 S 0,1 Sí

267: D CR 8 5 N 0 Sí

268: D CR 8 15 N 0 Sí

269: D CR 8 25 N 0 Sí

270: D CR 8 40 N 0 Sí

271: D AL 8 -40 N 0 Sí

272: D AL 8 -20 N 0 Sí

273: D AL 8 0 N 0 Sí

274: D AL 8 5 N 0 Sí

275: D AL 8 15 N 0 Sí

276: D AL 8 25 N 0 Sí

277: D AL 8 40 N 0 Sí

238: C CR 0,005 -40 S 0,1 No

239: C CR 0,005 0 S 0,1 No

240: C CR 0,005 15 S 0,1 No

241: C CR 0,005 40 S 0,1 Sí

242: D CR 0,005 -40 S 0,1 No

243: D CR 0,005 0 S 0,1 No

244: D CR 0,005 15 S 0,1 No

245: D CR 0,005 40 S 0,1 Sí

246: E CR 0,005 -40 S 0,1 No

247: E CR 0,005 0 S 0,1 No

248: E CR 0,005 15 S 0,1 No

249: E CR 0,005 40 S 0,1 Sí

250: D CR 80 -40 N 0 Sí

(Ejemplo 3) (fuera del alcance de la invención)

1.050 y 1.350ºC y fueron laminadas en caliente a una temperatura de acabado de 800 a 900ºC y una temperatura de bobinado de 450 a 680ºC, para obtener láminas de acero laminadas en caliente de un espesor de 4 mm. A continuación, estas fueron decapadas, a continuación, fueron laminadas en frío para obtener láminas de acero laminadas en frío de un espesor de 1,6 mm. Además, partes de estas láminas laminadas en frío fueron tratadas con recubrimiento por inmersión en caliente de aluminio, recubrimiento por inmersión en caliente de aluminio y zinc, galvanizado por inmersión en caliente de aleación y galvanización en caliente. La Tabla 5 muestra las leyendas de los tipos de laminado. Después de esto, estas láminas de acero laminadas en frío y las láminas de acero con superficie tratada fueron calentadas por calentamiento en horno, a una temperatura superior al punto Ac3, es decir, la región de austenita de 950ºC, a continuación, fueron conformadas en caliente. Se cambiaron la cantidad de hidrógeno y el punto de rocío de la atmósfera del horno de calentamiento. Las condiciones se muestran en la Tabla 7.

Una sección transversal de la forma del molde se muestra en la Fig. 14. La leyenda en la Fig. 14 se muestra a continuación (1: troquel, 2: punzón). La forma del punzón, tal como se ve desde arriba, se muestra en la Fig. 15. La Fig. 15 muestra la leyenda (2: punzón). La forma del troquel, tal como se ve desde la parte inferior, se muestra en la Fig. 16. La leyenda en la Fig. 16 se muestra a continuación (1: troquel). El molde siguió la forma del punzón. La forma del troquel estaba determinada por una holgura de un espesor de 1,6 mm. El tamaño de la pieza sin tratar (mm) se estableció en 1,6 de espesor x 300 x 500. Las condiciones de conformación eran una velocidad de punzón de 10 mm/s, una fuerza de presión de 200 toneladas y un tiempo de retención en punto muerto inferior de 5 segundos. Una vista esquemática de la parte conformada se muestra en la Fig. 17. A partir de una pieza de ensayo de tracción, cortada de la parte conformada, se encontró que esfuerzo de tracción de la parte conformada era de 1.470 MPa o más.

El corte realizado fue una perforación. La posición mostrada en la Fig. 18 fue perforada usando un punzón de un diámetro de 10 mmc y usando un troquel de un diámetro de 10,5 mm. La Fig. 18 muestra la forma de la parte, tal como se ve desde arriba. La leyenda en la Fig. 18 se muestra a continuación (1: parte 2: centro del orificio perforado). La perforación fue realizada durante los 30 minutos siguientes a la conformación en caliente. Después de la perforación, se realizó una acuñación. La acuñación fue realizada intercalando una placa a ser trabajada entre un punzón cónico que tiene un ángulo de 45º con respecto a la superficie de la placa y un troquel que tiene una superficie plana. La Fig. 19 muestra la herramienta. La leyenda en la Fig. 19 se muestra a continuación (1: punzón, 2: troquel, 3: pieza original después de la perforación). La acuñación fue realizada durante los 30 segundos siguientes a la perforación. La resistencia a la fragilización por hidrógeno fue valuada una semana después de la acuñación observando toda la circunferencia del orificio y determinando la presencia de grietas. Las grietas fueron observadas mediante una lupa o un microscopio electrónico. Los resultados de la determinación se muestran, en conjunto, en la tabla 7.

Los experimentos Nº 1 a 249 muestran los resultados de la consideración de los efectos del tipo de acero, el tipo de laminado, la concentración de hidrógeno en la atmósfera y el punto de rocío para el caso de acuñación. Los experimentos Nº 250 a 277 representan el caso de no acuñación y se produjeron grietas después de la perforación.

Tabla 7 (Parte 1)

Ej Nº: Tipo de acero Tipo de laminado H enatm(%) Puntode rocío(ºC) Proc. detrabajo Grietas

1: C CR 80 -40 Acuñación SÍ

2: C CR 80 -20 Acuñación SÍ

3: C CR 80 0 Acuñación SÍ

4: C CR 80 5 Acuñación SÍ

5: C CR 80 15 Acuñación SÍ

6: C CR 80 25 Acuñación SÍ

7: C CR 80 40 Acuñación SÍ

8: C AL 80 -40 Acuñación SÍ

9: C AL 80 -20 Acuñación SÍ

10: C AL 80 0 Acuñación SÍ

11: C AL 80 5 Acuñación SÍ

12: C AL 80 15 Acuñación SÍ

13: C AL 80 25 Acuñación SÍ

14: C AL 80 40 Acuñación SÍ

15: C GI 80 -20 Acuñación SÍ

16: C GA 80 -20 Acuñación SÍ

Ej Nº: Tipo de acero Tipo de laminado H enatm (%) Puntode rocío(ºC) Proc. detrabajo Gr etas

51: C CR 40 15 Acuñación SÍ

52: C CR 40 40 Acuñación SÍ

53: D CR 40 -40 Acuñación SÍ

54: D CR 40 0 Acuñación SÍ

55: D CR 40 15 Acuñación SÍ

56: D CR 40 40 Acuñación SÍ

57: E CR 40 -40 Acuñación SÍ

58: E CR 40 0 Acuñación SÍ

59: E CR 40 15 Acuñación SÍ

60: E CR 40 40 Acuñación SÍ

61: C CR 8 -40 Acuñación No

62: C CR 8 -20 Acuñación No

63: C CR 8 0 Acuñación No

64: C CR 8 5 Acuñación No

65: C CR 8 15 Acuñación No

66: C CR 8 25 Acuñación No

17: D CR 80 -40 Acuñación SÍ

18: D CR 80 -20 Acuñación SÍ

19: D CR 80 0 Acuñación SÍ

20: D CR 80 5 Acuñación SÍ

21: D CR 80 15 Acuñación SÍ

22: D CR 80 25 Acuñación SÍ

23: D CR 80 40 Acuñación SÍ

24: D AL 80 -40 Acuñación SÍ

25: D AL 80 -20 Acuñación SÍ

26: D AL 80 0 Acuñación SÍ

27: D AL 80 5 Acuñación SÍ

28: D AL 80 15 Acuñación SÍ

29: D AL 80 25 Acuñación SÍ

30: D AL 80 40 Acuñación SÍ

31: D GI 80 -20 Acuñación SÍ

32: D GA 80 -20 Acuñación SÍ

33: E CR 80 -40 Acuñación SÍ

34: E CR 80 -20 Acuñación SÍ

35: E CR 80 0 Acuñación SÍ

36: E CR 80 5 Acuñación SÍ

37: E CR 80 15 Acuñación SÍ

67: C CR 8 40 Acuñación SÍ

68: D CR 8 -40 Acuñación No

69: D CR 8 -20 Acuñación No

70: D CR 8 0 Acuñación No

71: D CR 8 5 Acuñación No

72: D CR 8 15 Acuñación No

73: D CR 8 25 Acuñación No

74: D CR 8 40 Acuñación SÍ

75: E CR 8 -40 Acuñación No

76: E CR 8 -20 Acuñación No

77: E CR 8 0 Acuñación No

78: E CR 8 5 Acuñación No

79: E CR 8 15 Acuñación No

80: E CR 8 25 Acuñación No

81: E CR 8 40 Acuñación SÍ

82: C CR 4 -40 Acuñación No

83: C CR 4 0 Acuñación No

84: C CR 4 15 Acuñación No

85: C CR 4 40 Acuñación SÍ

86: D CR 4 -40 Acuñación No

87: D CR 4 0 Acuñación No

38: E CR 80 25 Acuñación SÍ

39: E CR 80 40 Acuñación SÍ

40: E AL 80 -40 Acuñación SÍ

41: E AL 80 -20 Acuñación SÍ

42: E AL 80 0 Acuñación SÍ

43: E AL 80 5 Acuñación SÍ

44: E AL 80 15 Acuñación SÍ

45: E AL 80 25 Acuñación SÍ

46: E AL 80 40 Acuñación SÍ

47: E GI 80 -20 Acuñación SÍ

48: E GA 80 -20 Acuñación SÍ

49: C CR 40 -40 Acuñación SÍ

50: C CR 40 0 Acuñación SÍ

88: D CR 4 15 Acuñación No

89: D CR 4 40 Acuñación SÍ

90: E CR 4 -40 Acuñación No

91: E CR 4 0 Acuñación No

92: E CR 4 15 Acuñación No

93: E CR 4 40 Acuñación SÍ

94: C CR 2 -40 Acuñación No

95: C CR 2 -20 Acuñación No

96: C CR 2 0 Acuñación No

97: C CR 2 5 Acuñación No

98: C CR 2 15 Acuñación No

99: C CR 2 25 Acuñación No

100: C CR 2 40 Acuñación SÍ

Tabla 7 (Parte 2)

101: C AL 2 -40 Acuñación No

102: C AL 2 -20 Acuñación No

103: C AL 2 0 Acuñación No

104: C AL 2 5 Acuñación No

Ej Nº: Tipo de acero Tipo de laminado H enatm (%) Puntode rocío(ºC) Proc. detrabajo Grietas

151: E CR 0,5 0 Acuñación No

152: E CR 0,5 15 Acuñación No

153: E CR 0,5 40 Acuñación Sí

154: C CR 0,1 -40 Acuñación No

105: C AL 2 15 Acuñación No

106: C AL 2 25 Acuñación No

107: C AL 2 40 Acuñación SÍ

108: C GI 2 15 Acuñación No

109: C GA 2 15 Acuñación No

110: D CR 2 -40 Acuñación No

111: D CR 2 -20 Acuñación No

112: D CR 2 0 Acuñación No

113: D CR 2 5 Acuñación No

114: D CR 2 15 Acuñación No

115: D CR 2 25 Acuñación No

116: D CR 2 40 Acuñación SÍ

117: D AL 2 -40 Acuñación No

118: D AL 2 -20 Acuñación No

119: D AL 2 0 Acuñación No

120: D AL 2 5 Acuñación No

121: D AL 2 15 Acuñación No

122: D AL 2 25 Acuñación No

123: D AL 2 40 Acuñación SÍ

124: D GI 2 15 Acuñación No

125: D GA 2 15 Acuñación No

155: C CR 0,1 -20 Acuñación No

156: C CR 0,1 0 Acuñación No

157: C CR 0,1 5 Acuñación No

158: C CR 0,1 15 Acuñación No

159: C CR 0,1 25 Acuñación No

160: C AL 0,1 40 Acuñación Sí

161: C AL 0,1 -40 Acuñación No

162: C AL 0,1 -20 Acuñación No

163: C AL 0,1 0 Acuñación No

164: C AL 0,1 5 Acuñación No

165: C AL 0,1 15 Acuñación No

166: C AL 0,1 25 Acuñación No

167: C AL 0,1 40 Acuñación Sí

168: C GI 0,1 15 Acuñación No

169: C GA 0,1 15 Acuñación No

170: D CR 0,1 -40 Acuñación No

171: D CR 0,1 -20 Acuñación No

172: D CR 0,1 0 Acuñación No

173: D CR 0,1 5 Acuñación No

174: D CR 0,1 15 Acuñación No

175: D CR 0,1 25 Acuñación No

126: E CR 2 -40 Acuñación No

127: E CR 2 -20 Acuñación No

128: E CR 2 0 Acuñación No

129: E CR 2 5 Acuñación No

130: E CR 2 15 Acuñación No

131: E CR 2 25 Acuñación No

132: E CR 2 40 Acuñación SÍ

133: E AL 2 -40 Acuñación No

134: E AL 2 -20 Acuñación No

135: E AL 2 0 Acuñación No

136: E AL 2 5 Acuñación No

137: E AL 2 15 Acuñación No

138: E AL 2 25 Acuñación No

139: E AL 2 40 Acuñación SÍ

140: E GI 2 15 Acuñación No

141: E GA 2 15 Acuñación No

142: C CR 0,5 -40 Acuñación No

143: C CR 0,5 0 Acuñación No

144: C CR 0,5 15 Acuñación No

145: C CR 0,5 40 Acuñación SÍ

146: D CR 0,5 -40 Acuñación No

176: D AL 0,1 40 Acuñación Sí

177: D AL 0,1 -40 Acuñación No

178: D AL 0,1 -20 Acuñación No

179: D AL 0,1 0 Acuñación No

180: D AL 0,1 5 Acuñación No

181: D AL 0,1 15 Acuñación No

182: D AL 0,1 25 Acuñación No

183: D AL 0,1 40 Acuñación Sí

184: D GI 0,1 15 Acuñación No

185: D GA 0,1 15 Acuñación No

186: E CR 0,1 -40 Acuñación No

187: E CR 0,1 -20 Acuñación No

188: E CR 0,1 0 Acuñación No

189: E CR 0,1 5 Acuñación No

190: E CR 0,1 15 Acuñación No

191: E CR 0,1 25 Acuñación No

192: E CR 0,1 40 Acuñación Sí

193: E AL 0,1 -40 Acuñación No

194: E AL 0,1 -20 Acuñación No

195: E AL 0,1 0 Acuñación No

196: E AL 0,1 5 Acuñación No

147: D CR 0,5 0 Acuñación No

148: D CR 0,5 15 Acuñación No

149: D CR 0,5 40 Acuñación SÍ

150: E CR 0,5 -40 Acuñación No

197: E AL 0,1 15 Acuñación No

198: E AL 0,1 25 Acuñación No

199: E AL 0,1 40 Acuñación Sí

200: E GI 0,1 15 Acuñación No

Tabla 7 (Parte 3)

201: E GA 0,1 15 Acuñación No

202: C CR 0,05 -20 Acuñación No

203: C CR 0,05 -40 Acuñación No

204: C CR 0,05 -20 Acuñación No

205: C CR 0,05 0 Acuñación No

206: C CR 0,05 5 Acuñación No

207: C CR 0,05 15 Acuñación No

208: C CR 0,05 25 Acuñación No

209: C CR 0,05 40 Acuñación Sí

210: D CR 0,05 -20 Acuñación No

211: D CR 0,05 -40 Acuñación No

212: D CR 0,05 -20 Acuñación No

213: D CR 0,05 0 Acuñación No

251: D CR 80 -20 No trabajo Sí

252: D CR 80 0 No trabajo Sí

253: D CR 80 5 No trabajo Sí

254: D CR 80 15 No trabajo Sí

255: D CR 80 25 No trabajo Sí

256: D CR 80 40 No trabajo Sí

257: D AL 80 -40 No trabajo Sí

258: D AL 80 -20 No trabajo Sí

259: D AL 80 0 No trabajo Sí

260: D AL 80 5 No trabajo Sí

261: D AL 80 15 No trabajo Sí

262: D AL 80 25 No trabajo Sí

263: D AL 80 40 No trabajo Sí

214: D CR 0,05 5 Acuñación No

215: D CR 0,05 15 Acuñación No

216: D CR 0,05 25 Acuñación No

217: D CR 0,05 40 Acuñación Sí

218: E CR 0,05 -20 Acuñación No

219: E CR 0,05 -40 Acuñación No

220: E CR 0,05 -20 Acuñación No

221: E CR 0,05 0 Acuñación No

222: E CR 0,05 5 Acuñación No

223: E CR 0,05 15 Acuñación No

224: E CR 0,05 25 Acuñación No

225: E CR 0,05 40 Acuñación Sí

226: C CR 0,01 -40 Acuñación No

227: C CR 0,01 0 Acuñación No

228: C CR 0,01 15 Acuñación No

229: C CR 0,01 40 Acuñación Sí

230: D CR 0,01 -40 Acuñación No

231: D CR 0,01 0 Acuñación No

232: D CR 0,01 15 Acuñación No

233: D CR 0,01 40 Acuñación Sí

234: E CR 0,01 -40 Acuñación No

264: D CR 8 -40 No trabajo Sí

265: D CR 8 -20 No trabajo Sí

266: D CR 8 0 No trabajo Sí

267: D CR 8 5 No trabajo Sí

268: D CR 8 15 No trabajo Sí

269: D CR 8 25 No trabajo Sí

270: D CR 8 40 No trabajo Sí

271: D AL 8 -40 No trabajo Sí

272: D AL 8 -20 No trabajo Sí

273: D AL 8 0 No trabajo Sí

274: D AL 8 5 No trabajo Sí

275: D AL 8 15 No trabajo Sí

276: D AL 8 25 No trabajo Sí

277: D AL 8 40 No trabajo Sí

235: E CR 0,01 0 Acuñación No

236: E CR 0,01 15 Acuñación No

237: E CR 0,01 40 Acuñación Sí

238: C CR 0,005 -40 Acuñación No

239: C CR 0,005 0 Acuñación No

240: C CR 0,005 15 Acuñación No

241: C CR 0,005 40 Acuñación Sí

242: D CR 0,005 -40 Acuñación No

243: D CR 0,005 0 Acuñación No

244: D CR 0,005 15 Acuñación No

245: D CR 0,005 40 Acuñación Sí

246: E CR 0,005 -40 Acuñación No

247: E CR 0,005 0 Acuñación No

248: E CR 0,005 15 Acuñación No

249: E CR 0,005 40 Acuñación Sí

250: D CR 80 -40 No trabajo Sí

(Ejemplo 4) (fuera del alcance de la invención)

1.050 y 1.350ºC y fueron laminadas en caliente a una temperatura de acabado de 800 a 900ºC y la temperatura de bobinado de 450 a 680ºC, para obtener láminas de acero laminadas en caliente de un espesor de 4 mm. A continuación,

5 estas fueron decapadas, a continuación, fueron laminadas en frío para obtener láminas de acero laminadas en frío de un espesor de 1,6 mm. Después de esto, las láminas fueron calentadas al punto AC3 a la región de austenita de 950ºC, a continuación, fueron conformadas en caliente. Se cambiaron la cantidad de hidrógeno y el punto de rocío de la atmósfera del horno de calentamiento. Las condiciones se muestran en la Tabla 8. Los esfuerzos de tracción eran de 1.525 MPa y

1.785 MPa.

10 Cuando se evalúan las partes perforadas con punzón, piezas de tamaño 100 mm x 100 mm fueron cortadas de estas partes conformadas para obtener piezas de ensayo. Los centros fueron perforados en las formas mostradas en las Figs. 3, 4 mediante un punzón con una parte paralela de c10 mm y 20 mm y una punta de 5 a 13 mm por una holgura del 4,3 al 25%. Para evaluar estas piezas de ensayo para la resistencia al agrietamiento, se midió el número de grietas en los extremos trabajados de manera secundaria y se midió, mediante rayos-X, el esfuerzo residual en los extremos perforados

15 y en los extremos cortados. Se midió el número de grietas para toda la circunferencia de los orificios perforados con punzón. Para los extremos cortados, se midieron los lados individuales. Las condiciones de trabajo y los resultados se muestran también en la Tabla 8.

Tabla 8

Nºcondprod: Nº detipodeacero Espe-sor Hatm(%) Punto derocío(ºC) Esfuerzodetracción(MPa) Proc. detrabajo Forma de punzón Diámetro uholguradetroquel(mm) Holgura (%) Esfuerzo detracciónresidualenextremopunzón(MPa) Nº degrietastrasreposo de24h

Diáme-troolongitud delapuntadelpunzón(mm): Diámetroo longitudde parteparaleladelpunzón(mm) Diferenciaescalonada Dde ladoúnico(mm) Alturadediferenciaescalonada:H (mm) D/H Ánguloextremode laparteparalelaapunzón(grados) Longitud departeparalelaa puntadepunzónHP(mm)

1: A 1,6 5 20 1525 Perforación 9,8 10,0 0,1 5,0 0,02 178,9 0 10,1 6,2 -48 0

2: 1 5 Perforación 9,8 10,0 0,1 5,0 0,02 178,9 0 10,2 12,5 365 0

3: 30 10 Perforación 9,8 10,0 0,1 5,0 0,02 178,9 0 10,2 12,5 348 4

4: 5 -15 Perforación 9,8 10,0 0,1 5,0 0,02 178,9 5 10,4 25,0 432 0

5
5: 50 Corte 9,8 10,0 0,1 5,0 0,02 178,9 0 10,4 25,0 441 3

6: 1 -10 Perforación 9,8 10,0 0,1 3,0 0,03 178,1 0 10,2 12,5 324 0

7: 3 0 Perforación 9,8 10,0 0,1 10,0 0,01 179,5 10 10,2 12,5 278 0

8: 5 20 Perforación 9,6 10,0 0,2 5,0 0,04 177,8 0 10,2 12,5 164 0

9: 0,5 5 Corte 9,6 10,0 0,2 1,0 0,20 168,7 0 10,2 12,5 157 0

10: 2 0 Perforación 8,0 10,0 1,0 15,0 0,07 176,2 2,5 10,1 6,2 27 0

11: 4 -10 Perforación 13,0 10,0 3,5 3,0 0,17 130,6 0 20,2 12,5 680 4

12: 1 15 Perforación 8,0 10,0 1,0 10,0 0,10 174,3 0 10,1 6,2 -15 0

13: 8 2 Perforación 9,6 10,0 0,2 2,0 0,10 90,0 0 10,2 12,5 780 3

14: 6 5 Perforación 10,0 10,0 0,0 0,0 180,0 0 10,2 12,5 989 5

1: 8 1,6 5 20 1785 Perforación 9,8 10,0 0,1 5,0 0,02 178,9 0 10,1 6,2 -87 0

2: 1 5 Perforación 9,8 10,0 0,1 5,0 0,02 178,9 0 10,2 12,5 375 0

3: 30 10 Corte 9,8 10,0 0,1 5,0 0,02 178,9 0 10,2 12,5 395
3

4: 5 -15 Perforación 9,8 10,0 0,1 5,0 0,02 178,9 0 10,4 25,0 452 0

5
5: 50 Perforación 9,8 10,0 0,1 5,0 0,02 178,9 0 10,4 25,0 464 2

6: 1 -10 Perforación 9,8 10,0 0,1 3,0 0,03 178,1 10 10,2 12,5 365 0

7: 3 0 Corte 9,8 10,0 0,1 10,0 0,01 179,5 5 10,2 12,5 324 0

8: 5 20 Perforación 9,6 10,0 0,2 5,0 0,04 177,8 0 10,2 12,5 218 0

9: 0,5 5 Perforación 9,6 10,0 0,2 1,0 0,20 168,7 0 10,2 12,5 158 0

10: 2 0 Perforación 8,0 10,0 1,0 15,0 0,07 176,2 15 10,1 6,2 54 0

11: 4 -10 Perforación 9,6 10,0 0,2 2,0 0,10 90,0 0 10,2 12,5 985 4

12: 1 15 Perforación 13,0 10,0 3,5 3,0 1,17 130,6 0 20,2 12,5 785 2

13: 8 2 Perforación 8,0 10,0 1,0 10,0 0,10 174,3 2,5 10,1 6,2 -5 0

14: 6 5 Perforación 10,0 10,0 0,0 0,0 180,0 0 10,2 12,5 1245 10

(Ejemplo 5) (fuera del alcance de la invención)

Láminas de acero laminadas de aluminio de las composiciones mostradas en la Tabla 9 (de espesor 1,6 mm) fueron mantenidas a 950ºC durante 1 minuto, a continuación, fueron endurecidas a 800ºC mediante un molde de lámina para preparar muestras de ensayo. Las muestras de ensayo tenían resistencias de TS = 1.540 MPa, YP = 1.120 MPa y T-E1 = 6%. Los orificios fueron realizados en las láminas de acero usando moldes de los tipos mostrados en la Fig. 20A, la Fig. 20B, la Fig. 20C y la Fig. 20D, bajo las condiciones de la Tabla 10. La holgura de la perforación fue ajustada a un intervalo del 5 al 40%. La resistencia a la fragilización por hidrógeno fue evaluada examinando toda la circunferencia de los orificios una semana después del trabajo, para determinar la presencia de grietas. La observación fue realizada usando una lupa o un microscopio electrónico. Los resultados de la determinación se muestran, en conjunto, en la Tabla 10.

El nivel 1 es el nivel que sirve como referencia para el esfuerzo residual resultante de una perforación por la presente invención, en un ensayo de perforación convencional, usando un molde de tipo A. Se produjeron grietas debido a la fragilización por hidrógeno.

En un ensayo usando un molde de tipo B, el nivel 2 tenía un gran ángulo 8p de hombro del hombro de la cuchilla de plegado, un pequeño radio de curvatura Rp del hombro de la cuchilla de plegado, un pequeño efecto de reducción del esfuerzo residual y grietas debido a la fragilización por hidrógeno. El nivel 3 tenía una gran holgura, un pequeño efecto de reducción del esfuerzo residual y grietas debido a la fragilización por hidrógeno. El nivel 4 tenía un pequeño ángulo 8p de hombro de la cuchilla de plegado y un pequeño radio de curvatura Rp del hombro de la cuchilla de plegado. Por esta razón, el valor de ensanchamiento obtenido por esta perforación no se mejoró con respecto al procedimiento de la técnica anterior, de manera que se produjeron grietas debido a la fragilización por hidrógeno.

En un ensayo usando un molde del tipo C, el nivel 11 tenía un punzón constituido por un punzón ordinario y un ángulo de hombro 8d de la proyección del troquel y un radio de curvatura Rd del hombro que cumple las condiciones predeterminadas, de manera que hubo un pequeño efecto de reducción del esfuerzo residual y se produjeron grietas debido a la fragilización por hidrógeno. El nivel 12 tenía una gran holgura y un pequeño efecto de reducción del esfuerzo residual, de manera que se produjeron grietas debido a la fragilización por hidrógeno.

En un ensayo usando un molde de tipo D, el nivel 18 no cumplía las condiciones predeterminadas en el ángulo 8p del hombro de la proyección del punzón, el radio de curvatura Rp del hombro, el ángulo 8d del hombro de la proyección del troquel, y el radio de curvatura Rd. del hombro, de manera que no pudo observarse ningún efecto de reducción del esfuerzo residual y se produjeron grietas debido a la fragilización por hidrógeno. Además, el nivel 15 tenía una gran holgura y un pequeño efecto de reducción del esfuerzo residual, de manera que se produjeron grietas debido a la fragilización por hidrógeno.

Los niveles 8, 9, 14, 15, 21, 22 tenían atmósferas de calentamiento sobre el intervalo limitado, de manera que aparecieron grietas debido a la fragilización por hidrógeno.

Los otros niveles cumplieron las condiciones necesarias y los esfuerzos residuales en las secciones transversales perforadas se redujeron y no se produjeron grietas debido a la fragilización por hidrógeno.

Tabla 9 (% en peso)

C: Si Mn P S Cr Ti Al B N

0,22: 0,2 1,25 0,012 0,0025 0,2 0,018 0,045 0,0022 0,0035

Tabla 10

Nivel: Atmósfera decalentamiento Condiciones de ensayo Forma de punzón Forma de troquel Holgura(%) Grietasobservadas

H enatm(%): Puntoderocío(ºC) Tipo demolde Vel.Punzón(m/s) Cargasupresora dearrugas(ton) Diám.PunzónAp(diámorificioinicial)(mm) AlturHp decuchilla deplegado(mm) Holgura Dpcuchilladeplegado/cuchilladecorte Ángulodehombro decuchilla deplegado(gra) Radiodecurvatura Rddecuchilladeplegado(mm) Diám.interior Addeorificiodetroquel (mm) AlturaHd decuchilla deplegado(mm) Holgura Dcuchilladeplegado/cuchilladecorte(mm) Ángulo8d dehombro decuchilla deplegado(gra) Radiodecurvatura Rddehombrodecuchilladeplegado(mm)

1: 3 15 A 1,0 0,5 20 - - - - 20,5 - - - - 15,6 Sí

2: 3 15 B 1,0 0,5 20 3 1,0 175 0 20,5 - - - - 15,6 Sí

3
3: 15 B 1,0 0,5 20 3 1,0 135 0 21 - - - - 31,3 Sí

4: 3 15 B 1,0 0,5 20 3 1,0 95 0 20,8 - - - - 25,0 Sí

5: 3 15 B 1,0 0,5 20 3 1,0 90 0,5 20,2 - - - - 6,2 No

6: 3 15 B 1,0 0,5 20 0,3 1,0 135 0 20,2 - - - - 6,2 No

7: 3 15 B 1,0 0,5 20 0,5 1,0 135 0,5 20,2 - - - - 6,2 No

8: 15 15 B 1,0 0,5 20 0,5 1,0 135 0,5 20,2 - - - - 6,2 Sí

9: 3 35 B 1,0 0,5 20 0,5 1,0 135 0,5 20,2 - - - - 6,2 Sí

10: 3 15 B 1,0 0,5 20 1,5 1,0 110 0,2 20,5 - - - - 15,6 No

11: 3 15 C 1,0 0,5 20 - - - - 20,5 1,0 1,0 90 0 15,6 Sí

12: 3 15 C 1,0 0,5 20 - - - - 21,2 0,3 0,5 135 0,2 37,5 Sí

13: 3 15 C 1,0 0,5 20 - - - - 20,2 0,3 0,1 90 0,5 6,2 No

14: 15 15 C 1,0 0,5 20 - - - - 20,2 0,3 0,1 90 0,5 6,2 Sí

15: 3 35 C 1,0 0,5 20 - - - - 20,2 0,3 0,1 90 0,5 6,2 Sí

16: 3 15 C 1,0 0,5 20 - - - - 20,2 0,3 0,1 135 0 6,2 No

17: 3 15 C 1,0 0,5 20 - - - - 20,5 0,7 0,1 135 0,5 15,6 No

18: 3 15 D 1,0 0,5 20 1,5 1,0 90 0 20,4 1,0 1,0 90 0 12,5 Sí

19: 3 15 D 1,0 0,5 20 0,3 0,1 90 0,2 21 0,7 1,0 90 0,2 31,3 Sí

20: 3 15 D 1,0 0,5 20 0,3 0,1 90 0,5 20,4 1,0 0,1 90 0,5 12,5 No

21: 15 15 D 1,0 0,5 20 0,3 0,1 90 0,5 20,4 1,0 0,1 90 0,5 12,5 Sí

22: 3 35 D 1,0 0,5 20 0,3 0,1 90 0,5 20,4 1,0 0,1 90 0,5 12,5 Sí

23: 3 15 D 1,0 0,5 20 1,5 0,1 135 0 20,4 1,5 0,1 135 0 12,5 No

24: 3 15 D 1,0 0,5 20 0,3 0,1 135 0,2 20,4 3,0 0,1 135 0,2 12,5 No

(Ejemplo 6)

Se fundieron planchas de las composiciones químicas mostradas en la Tabla 4. Estas planchas fueron calentadas a entre

1.050 y 1.350ºC y fueron laminadas en caliente a una temperatura de acabado de 800 a 900ºC y una temperatura de bobinado de 450 a 680ºC, para obtener láminas de acero laminadas en caliente de un espesor de 4 mm. Después de esto, las láminas de acero fueron decapadas, a continuación, fueron laminadas en frío para obtener láminas de acero laminadas en frío de un espesor de 1,6 mm. Además, parte de estas láminas de acero laminadas en frío fueron tratadas con recubrimiento por inmersión en caliente de aluminio, recubrimiento por inmersión en caliente de aluminio y zinc, galvanizado por inmersión en caliente de aleación y galvanización en caliente. La Tabla 5 muestra las leyendas de los tipos de laminado. Después de esto, estas láminas de acero laminadas en frío y las láminas de acero con superficie tratada fueron calentadas mediante calentamiento en horno por encima del punto Ac3, es decir, la región de austenita de 950ºC, a continuación, fueron conformadas en caliente. Se cambiaron la cantidad de hidrógeno y el punto de rocío de la atmósfera del horno de calentamiento. Las condiciones se muestran en la Tabla 11.

La forma de la sección transversal del molde se muestra en la Fig. 21. La leyenda en la Fig. 21 se muestra a continuación

(1: troquel de conformación en prensa, 2: punzón de conformación en prensa, 3: punzón perforador, 4: troquel de botón). La forma del punzón, tal como se ve desde arriba, se muestra en la Fig. 22. La leyenda en la Fig. 22 se muestra a continuación (2: punzón de conformación en prensa, 4: troquel de botón). La forma del troquel, tal como se ve desde la parte inferior, se muestra en la Fig. 23. La leyenda en la Fig. 23 se muestra a continuación (1: troquel de conformación en prensa, 3: punzón de perforación). El molde siguió la forma del punzón. La forma del troquel estaba determinada por una holgura de un espesor de 1,6 mm. La perforación fue realizada usando un punzón de un diámetro de 20 mm y un troquel de un diámetro de 20,5 mm. El tamaño de la pieza no tratada se hizo de 1,6 mm de espesor x 300 x 500. Las condiciones de conformación se establecieron una velocidad de punzón de 10 mm/s, una fuerza de presión de 200 toneladas y un tiempo de retención en el punto muerto inferior de 5 segundos. Una vista esquemática de la parte conformada se muestra en la Fig. 24. A partir de una pieza de ensayo de tracción recortada de la parte conformada, se determinó que el esfuerzo de tracción de la parte conformada era de 1.470 MPa o superior.

Se estudió el efecto de la sincronización del inicio de la perforación cambiando la longitud del punzón de perforación. La Tabla 11 muestra la profundidad de la conformación, donde la perforación es iniciada por la distancia desde el punto muerto inferior como la sincronización del corte. Para mantener la forma después del trabajo, este valor está dentro de los 10 mm, preferentemente dentro de los 5 mm.

La resistencia a la fragilización por hidrógeno fue evaluada observando toda la circunferencia de los orificios perforados una semana después de la conformación, para determinar la presencia de grietas. La observación se realizó usando una lupa o un microscopio electrónico. Los resultados de la determinación se muestran, en conjunto, en la Tabla 11. Además, la precisión de la forma del orificio fue medida mediante un calibre y se encontró la diferencia con una forma de referencia. Una diferencia no superior a 1,0 mm fue considerada como buena. Los resultados de la determinación se muestran, en conjunto, en la Tabla 11. Además, la leyenda se muestra en la Tabla 12.

Los experimentos Nº 1 a 249 muestran los resultados de la consideración de los efectos del tipo de acero, el tipo de laminación, la concentración de hidrógeno en la atmósfera y el punto de rocío. No se produjeron grietas en el alcance de la invención. Los experimentos Nº 250 a 277 muestran los resultados de la consideración de la sincronización del inicio del corte. En el alcance de la invención, no se produjeron grietas y la precisión de la forma fue también buena.

Tabla 11 (Parte 1)

EjNº: Tipo deacero Tipo de lamina-do Henatm(%) Puntoderocío(ºC) Sincronizaciónde corte(mm) Gri-etas Precisióndeforma Clase

1: C CR 80 -40 4 SÍ VG Ej. Comp.

2: C CR 80 -20 4 SÍ VG Ej. Comp.

3: C CR 80 0 4 SÍ VG Ej. Comp.

4: C CR 80 5 4 SÍ VG Ej. Comp.

5: C CR 80 15 4 SÍ VG Ej. Comp.

6: C CR 80 25 4 SÍ VG Ej. Comp.

7: C CR 80 40 4 SÍ VG Ej. Comp.

8: C AL 80 -40 4 SÍ VG Ej. Comp.

9: C AL 80 -20 4 SÍ VG Ej. Comp.

10: C AL 80 0 4 SÍ VG Ej. Comp.

11: C AL 80 5 4 SÍ VG Ej. Comp.

12: C AL 80 15 4 SÍ VG Ej. Comp.

13: C AL 80 25 4 SÍ VG Ej. Comp.

14: C AL 80 40 4 SÍ VG Ej. Comp.

15: C GI 80 -20 4 SÍ VG Ej. Comp.

16: C GA 80 -20 4 SÍ VG Ej. Comp.

EjNº: Tipo deacero Tipo delamina-do Henatm(%) Puntoderocío(ºC) Sincronizaciónde corte(mm) Gri-etas Precisióndeforma Clase

51: C CR 40 15 4 SÍ VG Ej. Comp.

52: C CR 40 40 4 SÍ VG Ej. Comp.

53: D CR 40 -40 4 SÍ VG Ej. Comp.

54: D CR 40 0 4 SÍ VG Ej. Comp.

55: D CR 40 15 4 SÍ VG Ej. Comp.

56: D CR 40 40 4 SÍ VG Ej. Comp.

57: E CR 40 -40 4 SÍ VG Ej. Comp.

58: E CR 40 0 4 SÍ VG Ej. Comp.

59: E CR 40 15 4 SÍ VG Ej. Comp.

60: E CR 40 40 4 SÍ VG Ej. Comp.

61: C CR 8 -40 4 No VG Ej. Comp.

62: C CR 8 -20 4 No VG Ej. Comp.

63: C CR 8 0 4 No VG Ej. Comp.

64: C CR 8 5 4 No VG Ej. Comp.

65: C CR 8 15 4 No VG Ej. Comp.

66: C CR 8 25 4 No VG Ej. Comp.

17: D CR 80 -40 4 SÍ VG Ej. Comp.

18: D CR 80 -20 4 SÍ VG Ej. Comp.

19: D CR 80 0 4 SÍ VG Ej. Comp.

20: D CR 80 5 4 SÍ VG Ej. Comp.

21: D CR 80 15 4 SÍ VG Ej. Comp.

22: D CR 80 25 4 SÍ VG Ej. Comp.

23: D CR 80 40 4 SÍ VG Ej. Comp.

24: D AL 80 -40 4 SÍ VG Ej. Comp.

25: D AL 80 -20 4 SÍ VG Ej. Comp.

26: D AL 80 0 4 SÍ VG Ej. Comp.

27: D AL 80 5 4 SÍ VG Ej. Comp.

28: D AL 80 15 4 SÍ VG Ej. Comp.

29: D AL 80 25 4 SÍ VG Ej. Comp.

30: D AL 80 40 4 SÍ VG Ej. Comp.

31: D GI 80 -20 4 SÍ VG Ej. Comp.

32: D GA 80 -20 4 SÍ VG Ej. Comp.

33: E CR 80 -40 4 SÍ VG Ej. Comp.

34: E CR 80 -20 4 SÍ VG Ej. Comp.

35: E CR 80 0 4 SÍ VG Ej. Comp.

36: E CR 80 5 4 SÍ VG Ej. Comp.

37: E CR 80 15 4 SÍ VG Ej. Comp.

67: C CR 8 40 4 SÍ VG Ej. Comp.

68: D CR 8 -40 4 No VG Ej. Comp.

69: D CR 8 -20 4 No VG Ej. Comp.

70: D CR 8 0 4 No VG Ej. Comp.

71: D CR 8 5 4 No VG Ej. Comp.

72: D CR 8 15 4 No VG Ej. Comp.

73: D CR 8 25 4 No VG Ej. Comp.

74: D CR 8 40 4 SÍ VG Ej. Comp.

75: E CR 8 -40 4 No VG Ej. Comp.

76: E CR 8 -20 4 No VG Ej. Comp.

77: E CR 8 0 4 No VG Ej. Comp.

78: E CR 8 5 4 No VG Ej. Comp.

79: E CR 8 15 4 No VG Ej. Comp.

80: E CR 8 25 4 No VG Ej. Comp.

81: E CR 8 40 4 SÍ VG Ej. Comp.

82: C CR 4 -40 4 No VG Ej. Comp.

83: C CR 4 0 4 No VG Ej. Comp.

84: C CR 4 15 4 No VG Ej. Comp.

85: C CR 4 40 4 SÍ VG Ej. Comp.

86: D CR 4 -40 4 No VG Ej. Comp.

87: D CR 4 0 4 No VG Ej. Comp.

38: E CR 80 25 4 SÍ VG Ej. Comp.

39: E CR 80 40 4 SÍ VG Ej. Comp.

40: E AL 80 -40 4 SÍ VG Ej. Comp.

41: E AL 80 -20 4 SÍ VG Ej. Comp.

42: E AL 80 0 4 SÍ VG Ej. Comp.

43: E AL 80 5 4 SÍ VG Ej. Comp.

44: E AL 80 15 4 SÍ VG Ej. Comp.

45: E AL 80 25 4 SÍ VG Ej. Comp.

46: E AL 80 40 4 SÍ VG Ej. Comp.

47: E GI 80 -20 4 SÍ VG Ej. Comp.

48: E GA 80 -20 4 SÍ VG Ej. Comp.

49: C CR 40 -40 4 SÍ VG Ej. Comp.

50: C CR 40 0 4 SÍ VG Ej. Comp.

Tabla 11 (Parte 2)

88: D CR 4 15 4 No VG Ej. Comp.

89: D CR 4 40 4 SÍ VG Ej. Comp.

90: E CR 4 -40 4 No VG Ej. Comp.

91: E CR 4 0 4 No VG Ej. Comp.

92: E CR 4 15 4 No VG Ej. Comp.

93: E CR 4 40 4 SÍ VG Ej. Comp.

94: C CR 2 -40 4 No VG Ej. Comp.

95: C CR 2 -20 4 No VG Ej. Comp.

96: C CR 2 0 4 No VG Ej. Comp.

97: C CR 2 5 4 No VG Ej. Comp.

98: C CR 2 15 4 No VG Ej. Comp.

99: C CR 2 25 4 No VG Ej. Comp.

100: C CR 2 40 4 SÍ VG Ej. Comp.

Ej Tipo

Tipo de

H

Punto

Sincro-

Gri etas

Preci-

Clase

Nº de

lamina-

en

de

nización

sión de

acero

do

atm

rocío

de corte

forma

(%)

(ºC)

(mm)

101 C

AL

-: 40

No

VG

Inv.

102 C

AL

-: 20

No

VG

Inv.

EjNº: Tipo deacero Tipo delamina-do Henatm(%) Puntoderocío(ºC) Sincronización decorte (mm) Grietas Precisióndeforma Clase

151: E CR 0,5 0 4 No VG Inv.

152: E CR 0,5 15 4 No VG Inv.

103: C AL 2 0 4 No VG Inv.

104: C AL 2 5 4 No VG Inv.

105: C AL 2 15 4 No VG Inv.

106: C AL 2 25 4 No VG Inv.

107: C AL 2 40 4 SÍ VG Inv.

108: C GI 2 15 4 No VG Inv.

109: C GA 2 15 4 No VG Inv.

110: D CR 2 -40 4 No VG Inv.

111: D CR 2 -20 4 No VG Inv.

112: D CR 2 0 4 No VG Inv.

113: D CR 2 5 4 No VG Inv.

114: D CR 2 15 4 No VG Inv.

115: D CR 2 25 4 No VG Inv.

116: D CR 2 40 4 SÍ VG Ej.Comp.

117: D AL 2 -40 4 No VG Inv.

118: D AL 2 -20 4 No VG Inv.

119: D AL 2 0 4 No VG Inv.

120: D AL 2 5 4 No VG Inv.

121: D AL 2 15 4 No VG Inv.

122: D AL 2 25 4 No VG Inv.

153: E CR 0,5 40 4 Sí VG Ej. Comp.

154: C CR 0,1 -40 4 No VG Inv.

155: C CR 0,1 -20 4 No VG Inv.

156: C CR 0,1 0 4 No VG Inv.

157: C CR 0,1 5 4 No VG Inv.

158: C CR 0,1 15 4 No VG Inv.

159: C CR 0,1 25 4 No VG Inv.

160: C CR 0,1 40 4 Sí VG Ej. Comp.

161: C AL 0,1 -40 4 No VG Inv.

162: C AL 0,1 -20 4 No VG Inv.

163: C AL 0,1 0 4 No VG Inv.

164: C AL 0,1 5 4 No VG Inv.

165: C AL 0,1 15 4 No VG Inv.

166: C AL 0,1 25 4 No VG Inv.

167: C AL 0,1 40 4 Sí VG Ej. Comp.

168: C GI 0,1 15 4 No VG Inv.

169: C GA 0,1 15 4 No VG Inv.

170: D CR 0,1 -40 4 No VG Inv.

171: D CR 0,1 -20 4 No VG Inv.

172: D CR 0,1 0 4 No VG Inv.

123: D AL 2 40 4 SÍ VG Ej.Comp.

124: D GI 2 15 4 No VG Inv.

125: D GA 2 15 4 No VG Inv.

126: E CR 2 -40 4 No VG Inv.

127: E CR 2 -20 4 No VG Inv.

128: E CR 2 0 4 No VG Inv.

129: E CR 2 5 4 No VG Inv.

130: E CR 2 15 4 No VG Inv.

131: E CR 2 25 4 No VG Inv.

132: E CR 2 40 4 SÍ VG Ej.Comp.

133: E AL 2 -40 4 No VG Inv.

134: E AL 2 -20 4 No VG Inv.

135: E AL 2 0 4 No VG Inv.

136: E AL 2 5 4 No VG Inv.

137: E AL 2 15 4 No VG Inv.

138: E AL 2 25 4 No VG Inv.

139: E AL 2 40 4 SÍ VG Ej.Comp.

140: E GI 2 15 4 No VG Inv.

141: E GA 2 15 4 No VG Inv.

173: D CR 0,1 5 4 No VG Inv.

174: D CR 0,1 15 4 No VG Inv.

175: D CR 0,1 25 4 No VG Inv.

176: D CR 0,1 40 4 Sí VG Ej. Comp.

177: D AL 0,1 -40 4 No VG Inv.

178: D AL 0,1 -20 4 No VG Inv.

179: D AL 0,1 0 4 No VG Inv.

180: D AL 0,1 5 4 No VG Inv.

181: D AL 0,1 15 4 No VG Inv.

182: D AL 0,1 25 4 No VG Inv.

183: D AL 0,1 40 4 Sí VG Ej. Comp.

184: D GI 0,1 15 4 No VG Inv.

185: D GA 0,1 15 4 No VG Inv.

186: E CR 0,1 -40 4 No VG Inv.

187: E CR 0,1 -20 4 No VG Inv.

188: E CR 0,1 0 4 No VG Inv.

189: E CR 0,1 5 4 No VG Inv.

190: E CR 0,1 15 4 No VG Inv.

191: E CR 0,1 25 4 No VG Inv.

142: C CR 0,5 -40 4 No VG Inv.

143: C CR 0,5 0 4 No VG Inv.

144: C CR 0,5 15 4 No VG Inv.

145: C CR 0,5 40 4 SÍ VG Ej.Comp.

146: D CR 0,5 -40 4 No VG Inv.

147: D CR 0,5 0 4 No VG Inv.

148: D CR 0,5 15 4 No VG Inv.

149: D CR 0,5 40 4 SÍ VG Ej.Comp.

150: E CR 0,5 -40 4 No VG Inv.

192: E CR 0,1 40 4 Sí VG Ej. Comp.

193: E AL 0,1 -40 4 No VG Inv.

194: E AL 0,1 -20 4 No VG Inv.

195: E AL 0,1 0 4 No VG Inv.

196: E AL 0,1 5 4 No VG Inv.

197: E AL 0,1 15 4 No VG Inv.

198: E AL 0,1 25 4 No VG Inv.

199: E AL 0,1 40 4 Sí VG Ej. Comp.

200: E GI 0,1 15 4 No VG Inv.

Tabla 6 (Parte 3)

EjNº: Tipo deacero Tipo delamina- do H enatm(%) Puntoderocío(ºC) Sincronización decorte (mm) Grietas Precisióndeforma Clase

201: E GA 0,1 15 4 No VG Inv.

202: C CR 0,05 -20 4 No VG Inv.

203: C CR 0,05 -40 4 No VG Inv.

204: C CR 0,05 -20 4 No VG Inv.

205: C CR 0,05 0 4 No VG Inv.

251: D CR 0,1 -20 8 No G Inv.

252: D CR 0,1 0 8 No G Inv.

253: D CR 0,1 5 8 No G Inv.

254: D CR 0,1 15 8 No G Inv.

255: D CR 0,1 25 8 Sí G Inv.

206: C CR 0,05 5 4 No VG Inv.

207: C CR 0,05 15 4 No VG Inv.

208: C CR 0,05 25 4 No VG Inv.

209: C CR 0,05 40 4 Sí VG Ej. Comp.

210: D CR 0,05 -20 4 No VG Inv.

211: D CR 0,05 -40 4 No VG Inv.

212: D CR 0,05 -20 4 No VG Inv.

213: D CR 0,05 0 4 No VG Inv.

214: D CR 0,05 5 4 No VG Inv.

215: D CR 0,05 15 4 No VG Inv.

216: D CR 0,05 25 4 No VG Inv.

217: D CR 0,05 40 4 Sí VG Ej. Comp.

218: E CR 0,05 -20 4 No VG Inv.

219: E CR 0,05 -40 4 No VG Inv.

220: E CR 0,05 -20 4 No VG Inv.

221: E CR 0,05 0 4 No VG Inv.

222: E CR 0,05 5 4 No VG Inv.

223: E CR 0,05 15 4 No VG Inv.

224: E CR 0,05 25 4 No VG Inv.

225: E CR 0,05 40 4 Sí VG Ej. Comp.

226: C CR 0,01 -40 4 No VG Inv.

256: D CR 0,1 40 8 No G Ej. Comp.

257: D AL 0,1 -40 8 No G Inv.

258: D AL 0,1 -20 8 No G Inv.

259: D AL 0,1 0 8 No G Inv.

260: D AL 0,1 5 8 No G Inv.

261: D AL 0,1 15 8 No G Inv.

262: D AL 0,1 25 8 No G Inv.

263: D AL 0,1 40 8 Sí G Ej. Comp.

264: D CR 0,1 -40 15 No F Ej. Comp.

265: D CR 0,1 -20 15 No F Ej. Comp.

266: D CR 0,1 0 15 No F Ej. Comp.

267: D CR 0,1 5 15 No F Ej. Comp.

268: D CR 0,1 15 15 No F Ej. Comp.

269: D CR 0,1 25 15 No F Ej. Comp.

270: D CR 0,1 40 15 Sí F Ej. Comp.

271: D AL 0,1 -40 15 No F Ej. Comp.

272: D AL 0,1 -20 15 No F Ej. Comp.

273: D AL 0,1 0 15 No F Ej. Comp.

274: D AL 0,1 5 15 No F Ej. Comp.

275: D AL 0,1 15 15 No F Ej. Comp.

276: D AL 0,1 25 15 No F Ej. Comp.

227: C CR 0,01 0 4 No VG Inv.

228: C CR 0,01 15 4 No VG Inv.

229: C CR 0,01 40 4 Sí VG Ej. Comp.

230: D CR 0,01 -40 4 No VG Inv.

231: D CR 0,01 0 4 No VG Inv.

232: D CR 0,01 15 4 No VG Inv.

233: D CR 0,01 40 4 Sí VG Ej. Comp.

234: E CR 0,01 -40 4 No VG Inv.

235: E CR 0,01 0 4 No VG Inv.

236: E CR 0,01 15 4 No VG Inv.

237: E CR 0,01 40 4 Sí VG Ej. Comp.

238: C CR 0,005 -40 4 No VG Inv.

239: C CR 0,005 0 4 No VG Inv.

240: C CR 0,005 15 4 No VG Inv.

241: C CR 0,005 40 4 Sí VG Ej. Comp.

242: D CR 0,005 -40 4 No VG Inv.

243: D CR 0,005 0 4 No VG Inv.

244: D CR 0,005 15 4 No VG Inv.

245: D CR 0,005 40 4 Sí VG Ej. Comp.

246: E CR 0,005 -40 4 No VG Inv.

247: E CR 0,005 0 4 No VG Inv.

277: D AL 0,1 40 15 Sí F Ej. Comp.

264: D CR 0,1 -40 25 No x Ej. Comp.

265: D CR 0,1 -20 25 No x Ej. Comp.

266: D CR 0,1 0 25 No x Ej. Comp.

267: D CR 0,1 5 25 No x Ej. Comp.

268: D CR 0,1 15 25 No x Ej. Comp.

269: D CR 0,1 25 25 No x Ej. Comp.

270: D CR 0,1 40 25 Sí x Ej. Comp.

271: D AL 0,1 -40 25 No x Ej. Comp.

272: D AL 0,1 -20 25 No x Ej. Comp.

273: D AL 0,1 0 25 No x Ej. Comp.

274: D AL 0,1 5 25 No x Ej. Comp.

275: D AL 0,1 15 25 No x Ej. Comp.

276: D AL 0,1 25 25 No x Ej. Comp.

277: D AL 0,1 40 25 Sí x Ej. Comp.

248: E CR 0,005 15 4 No VG Inv.

249: E CR 0,005 40 4 Sí VG Ej. Comp.

250: D CR 80 -40 8 No G Inv.

(Ejemplo 7) (fuera del alcance de la invención)

1.050 y 1.350ºC, a continuación, fueron laminadas en caliente a una temperatura de acabado de 800 a 900ºC y una temperatura de bobinado de 450 a 680ºC, para obtener láminas de acero laminadas en caliente de un espesor de 4 mm. Después de esto, las láminas de acero fueron decapadas, a continuación, fueron laminadas en frío para obtener láminas de acero laminadas en frío de un espesor de 1,6 mm. Además, parte de las láminas laminadas en frío fueron tratadas con recubrimiento por inmersión en caliente de aluminio, recubrimiento por inmersión en caliente de aluminio y zinc, galvanizado por inmersión en caliente de aleación y galvanización en caliente. La Tabla 5 muestra la leyenda del tipo de laminado. Después de esto, estas láminas de acero laminadas en frío y las láminas de acero con superficie tratada fueron calentadas mediante calentamiento por horno por encima del punto Ac3, es decir, la región de austenita de 950ºC, a continuación, fueron conformadas en caliente. Se cambiaron la cantidad de hidrógeno y el punto de rocío de la atmósfera del horno de calentamiento. Las condiciones se muestran en la Tabla 13.

Una sección transversal de la forma del molde se muestra en la Fig. 14. La leyenda en la Fig. 14 se muestra a continuación (1: troquel, 2: punzón). La forma del punzón, tal como se ve desde arriba, se muestra en la Fig. 15. La leyenda en la Fig. 15 se muestra a continuación (2: punzón). La forma del troquel, tal como se ve desde abajo, se muestra en la Fig. 16. La leyenda en la Fig. 16 se muestra a continuación (1: troquel). El molde siguió la forma del punzón. La forma del troquel estaba determinada por una holgura de un espesor de 1,6 mm. El tamaño de la pieza sin tratar (mm) se estableció en 1,6 espesor x 300 x 500. Las condiciones de conformación fueron una velocidad de punzón de 10 mm/s, una fuerza de presión de 200 toneladas y un tiempo de retención en punto muerto inferior de 5 segundos. Una vista esquemática de la parte conformada se muestra en la Fig. 17. A partir de una pieza de ensayo de tracción recortada de la parte conformada, se determinó que el esfuerzo de tracción de la parte conformada era de 1.470 MPa o más.

Después de la conformación en caliente, se realizó un orificio de un diámetro de 10 mmc en la posición mostrada en la Fig. 25. La Fig. 25 muestra la forma de la parte, tal como se ve desde arriba. La leyenda en la Fig. 25 se muestra a continuación (1: parte 2: parte orificio). Como procedimiento de trabajo, se realizaron corte por láser, corte por plasma, perforación y corte con sierra por medio de una máquina. Los procedimientos de trabajo se muestran, en conjunto, en la Tabla 13. La leyenda en la tabla se muestra a continuación: corte por láser: "L", corte por plasma: "P", corte por fusión de gas: "G", perforación: "D" y serrado: "S". El trabajo anterior fue realizado durante los 30 minutos posteriores a la conformación en caliente. La resistencia a la fragilización por hidrógeno fue evaluada examinando toda la circunferencia de los orificios una semana después del trabajo, para determinar la presencia de grietas. La observación fue realizada usando una lupa o un microscopio electrónico. Los resultados de la determinación se muestran, en conjunto, en la Tabla

13.

Además, el efecto de calor cerca de la superficie de corte fue examinado para el corte por láser, corte por plasma y el corte por fusión de gas. La dureza de la sección transversal en una posición a 3 mm de la superficie de corte fue examinada mediante la dureza de Vicker de una carga de 10 kgf y fue comparada con la dureza de una posición a 100 mm de la superficie de corte, donde se cree que no hay efecto de calor. Los resultados se muestran a continuación, como la tasa de reducción de dureza. Esto se muestra, en conjunto, en la Tabla 13.

Tasa de reducción de dureza = (dureza en la posición a 100 mm de la superficie de corte) – (dureza de la posición a 3 mm de la superficie de corte) / (dureza en la posición a 100 mm de la superficie de corte) x 100 (%)

La leyenda en ese momento es tal como se indica a continuación: Tasa de reducción de dureza menor del 10%: VG, tasa de reducción de dureza del 10% a menos del 30%: G, tasa de reducción de dureza del 30% a menos del 50%: F, tasa de reducción de dureza del 50% o más: P

Los experimentos Nº 1 a 249 muestran los resultados de la consideración de los efectos del tipo de acero, el tipo de laminación, la concentración de hidrógeno en la atmósfera y el punto de rocío para el caso de corte por láser. Los experimentos Nº 250 a 277 muestran los resultados del corte por plasma como el efecto del procedimiento de trabajo. Los experimentos Nº 278 a 526 muestran los resultados de la consideración de los efectos del tipo de acero, el tipo de láminas, la concentración de hidrógeno en la atmósfera y el punto de rocío en el caso de perforación. Los experimentos Nº 527 a 558 muestran los resultados de serrado como el efecto del procedimiento de trabajo.

Los experimentos N º 559-564 son experimentos en los que se cambia el procedimiento de corte por fusión. Se ha descubierto que en los experimentos Nº 561 y 564, se reduce la dureza cerca de las partes cortadas. A partir de esto, se aprende que el procedimiento de corte por fusión es superior, en el sentido de que las zonas afectadas térmicamente son pequeñas.

Tabla 12

Diferencia con la forma de referencia: Leyenda

0,5 mm o menos: VG

1,0 mm o menos: G

1,5 mm o menos: F

Mayor de 1,5 mm: X

Tabla 13 (Parte 1)

EjNº: Tipo de acero Tipo de laminado H enatm(%) Punto derocío (ºC) Proc.detrabajo Grietas Pérdidadedureza

1: C CR 80 -40 L SÍ VG

2: C CR 80 -20 L SÍ VG

3: C CR 80 0 L SÍ VG

4: C CR 80 5 L SÍ VG

5: C CR 80 15 L SÍ VG

6: C CR 80 25 L SÍ VG

7: C CR 80 40 L SÍ VG

8: C AL 80 -40 L SÍ VG

9: C AL 80 -20 L SÍ VG

10: C AL 80 0 L SÍ VG

Ej Nº: Tipo de acero Tipo de laminado H enatm(%) Punto derocío (ºC) Proc.detrabajo Grietas Pérdidadedureza

51: C CR 40 15 L SÍ VG

52: C CR 40 40 L SÍ VG

53: D CR 40 -40 L SÍ VG

54: D CR 40 0 L SÍ VG

55: D CR 40 15 L SÍ VG

56: D CR 40 40 L SÍ VG

57: E CR 40 -40 L SÍ VG

58: E CR 40 0 L SÍ VG

59: E CR 40 15 L SÍ VG

60: E CR 40 40 L SÍ VG

11: C AL 80 5 L SÍ VG

12: C AL 80 15 L SÍ VG

13: C AL 80 25 L SÍ VG

14: C AL 80 40 L SÍ VG

15: C GI 80 -20 L SÍ VG

16: C GA 80 -20 L SÍ VG

17: D CR 80 -40 L SÍ VG

18: D CR 80 -20 L SÍ VG

19: D CR 80 0 L SÍ VG

20: D CR 80 5 L SÍ VG

21: D CR 80 15 L SÍ VG

22: D CR 80 25 L SÍ VG

23: D CR 80 40 L SÍ VG

24: D AL 80 -40 L SÍ VG

25: D AL 80 -20 L SÍ VG

26: D AL 80 0 L SÍ VG

27: D AL 80 5 L SÍ VG

28: D AL 80 15 L SÍ VG

29: D AL 80 25 L SÍ VG

30: D AL 80 40 L SÍ VG

31: D GI 80 -20 L SÍ VG

61: C CR 8 -40 L No VG

62: C CR 8 -20 L No VG

63: C CR 8 0 L No VG

64: C CR 8 5 L No VG

65: C CR 8 15 L No VG

66: C CR 8 25 L No VG

67: C CR 8 40 L SÍ VG

68: D CR 8 -40 L No VG

69: D CR 8 -20 L No VG

70: D CR 8 0 L No VG

71: D CR 8 5 L No VG

72: D CR 8 15 L No VG

73: D CR 8 25 L No VG

74: D CR 8 40 L SÍ VG

75: E CR 8 -40 L No VG

76: E CR 8 -20 L No VG

77: E CR 8 0 L No VG

78: E CR 8 5 L No VG

79: E CR 8 15 L No VG

80: E CR 8 25 L No VG

81: E CR 8 40 L SÍ VG

32: D GA 80 -20 L SÍ VG

33: E CR 80 -40 L SÍ VG

34: E CR 80 -20 L SÍ VG

35: E CR 80 0 L SÍ VG

36: E CR 80 5 L SÍ VG

37: E CR 80 15 L SÍ VG

38: E CR 80 25 L SÍ VG

39: E CR 80 40 L SÍ VG

40: E AL 80 -40 L SÍ VG

41: E AL 80 -20 L SÍ VG

42: E AL 80 0 L SÍ VG

43: E AL 80 5 L SÍ VG

44: E AL 80 15 L SÍ VG

45: E AL 80 25 L SÍ VG

46: E AL 80 40 L SÍ VG

47: E GI 80 -20 L SÍ VG

48: E GA 80 -20 L SÍ VG

49: C CR 40 -40 L SÍ VG

50: C CR 40 0 L SÍ VG

82: C CR 4 -40 L No VG

83: C CR 4 0 L No VG

84: C CR 4 15 L No VG

85: C CR 4 40 L SÍ VG

86: D CR 4 -40 L No VG

87: D CR 4 0 L No VG

88: D CR 4 15 L No VG

89: D CR 4 40 L SÍ VG

90: E CR 4 -40 L No VG

91: E CR 4 0 L No VG

92: E CR 4 15 L No VG

93: E CR 4 40 L SÍ VG

94: C CR 2 -40 L No VG

95: C CR 2 -20 L No VG

96: C CR 2 0 L No VG

97: C CR 2 5 L No VG

98: C CR 2 15 L No VG

99: C CR 2 25 L No VG

100: C CR 2 40 L SÍ VG

Tabla 13 (Parte 2)

101: C AL 2 -40 L No VG

102: C AL 2 -20 L No VG

103: C AL 2 0 L No VG

104: C AL 2 5 L No VG

105: C AL 2 15 L No VG

106: C AL 2 25 L No VG

107: C AL 2 40 L SÍ VG

108: C GI 2 15 L No VG

109: C GA 2 15 L No VG

110: D CR 2 -40 L No VG

111: D CR 2 -20 L No VG

112: D CR 2 0 L No VG

113: D CR 2 5 L No VG

114: D CR 2 15 L No VG

115: D CR 2 25 L No VG

116: D CR 2 40 L SÍ VG

117: D AL 2 -40 L No VG

151: E CR 0,5 0 L No VG

152: E CR 0,5 15 L No VG

153: E CR 0,5 40 L Sí VG

154: C CR 0,1 -40 L No VG

155: C CR 0,1 -20 L No VG

156: C CR 0,1 0 L No VG

157: C CR 0,1 5 L No VG

158: C CR 0,1 15 L No VG

159: C CR 0,1 25 L No VG

160: C CR 0,1 40 L Sí VG

161: C AL 0,1 -40 L No VG

162: C AL 0,1 -20 L No VG

163: C AL 0,1 0 L No VG

164: C AL 0,1 5 L No VG

165: C AL 0,1 15 L No VG

166: C AL 0,1 25 L No VG

167: C AL 0,1 40 L Sí VG

118: D AL 2 -20 L No VG

119: D AL 2 0 L No VG

120: D AL 2 5 L No VG

121: D AL 2 15 L No VG

122: D AL 2 25 L No VG

123: D AL 2 40 L SÍ VG

124: D GI 2 15 L No VG

125: D GA 2 15 L No VG

126: E CR 2 -40 L No VG

127: E CR 2 -20 L No VG

128: E CR 2 0 L No VG

129: E CR 2 5 L No VG

130: E CR 2 15 L No VG

131: E CR 2 25 L No VG

132: E CR 2 40 L SÍ VG

133: E AL 2 -40 L No VG

134: E AL 2 -20 L No VG

135: E AL 2 0 L No VG

136: E AL 2 5 L No VG

137: E AL 2 15 L No VG

138: E AL 2 25 L No VG

168: C GI 0,1 15 L No VG

169: C GA 0,1 15 L No VG

170: D CR 0,1 -40 L No VG

171: D CR 0,1 -20 L No VG

172: D CR 0,1 0 L No VG

173: D CR 0,1 5 L No VG

174: D CR 0,1 15 L No VG

175: D CR 0,1 25 L No VG

176: D CR 0,1 40 L Sí VG

177: D CR 0,1 -40 L No VG

178: D AL 0,1 -20 L No VG

179: D AL 0,1 0 L No VG

180: D AL 0,1 5 L No VG

181: D AL 0,1 15 L No VG

182: D AL 0,1 25 L No VG

183: D AL 0,1 40 L Sí VG

184: D GI 0,1 15 L No VG

185: D GA 0,1 15 L No VG

186: E CR 0,1 -40 L No VG

187: E CR 0,1 -20 L No VG

188: E CR 0,1 0 L No VG

139: E AL 2 40 L SÍ VG

140: E GI 2 15 L No VG

141: E GA 2 15 L No VG

142: C CR 0,5 -40 L No VG

143: C CR 0,5 0 L No VG

144: C CR 0,5 15 L No VG

145: C CR 0,5 40 L SÍ VG

146: D CR 0,5 -40 L No VG

147: D CR 0,5 0 L No VG

148: D CR 0,5 15 L No VG

149: D CR 0,5 40 L SÍ VG

150: E CR 0,5 -40 L No VG

Tabla 13 (Parte 3)

189: E CR 0,1 5 L No VG

190: E CR 0,1 15 L No VG

191: E CR 0,1 25 L No VG

192: E CR 0,1 40 L Sí VG

193: E AL 0,1 -40 L No VG

194: E AL 0,1 -20 L No VG

195: E AL 0,1 0 L No VG

196: E AL 0,1 5 L No VG

197: E AL 0,1 15 L No VG

198: E AL 0,1 25 L No VG

199: E AL 0,1 40 L Sí VG

200: E AL 0,1 15 L No VG

201: E GA 0,1 15 L No VG

202: C CR 0,05 -20 L No VG

203: C CR 0,05 -40 L No VG

204: C CR 0,05 -20 L No VG

205: C CR 0,05 0 L No VG

251: D CR 80 -20 P Sí G

252: D CR 80 0 P Sí G

253: D CR 80 5 P Sí G

254: D CR 80 15 P Sí G

255: D CR 80 25 P Sí G

206: C CR 0,05 5 L No VG

207: C CR 0,05 15 L No VG

208: C CR 0,05 25 L No VG

209: C CR 0,05 40 L Sí VG

210: D CR 0,05 -20 L No VG

211: D CR 0,05 -40 L No VG

212: D CR 0,05 -20 L No VG

213: D CR 0,05 0 L No VG

214: D CR 0,05 5 L No VG

215: D CR 0,05 15 L No VG

216: D CR 0,05 25 L No VG

217: D CR 0,05 40 L Sí VG

218: E CR 0,05 -20 L No VG

219: E CR 0,05 -40 L No VG

220: E CR 0,05 -20 L No VG

221: E CR 0,05 0 L No VG

222: E CR 0,05 5 L No VG

223: E CR 0,05 15 L No VG

224: E CR 0,05 25 L No VG

225: E CR 0,05 40 L Sí VG

226: C CR 0,01 -40 L No VG

256: D CR 80 40 P Sí G

257: D AL 80 -40 P Sí G

258: D AL 80 -20 P Sí G

259: D AL 80 0 P Sí G

260: D AL 80 5 P Sí G

261: D AL 80 15 P Sí G

262: D AL 80 25 P Sí G

263: D AL 80 40 P Sí G

264: D CR 8 -40 P No G

265: D CR 8 -20 P No G

266: D CR 8 0 P No G

267: D CR 8 5 P No G

268: D CR 8 15 P No G

269: D CR 8 25 P No G

270: D CR 8 40 P Sí G

271: D AL 8 -40 P No G

272: D AL 8 -20 P No G

273: D AL 8 0 P No G

274: D AL 8 5 P No G

275: D AL 8 15 P No G

276: D AL 8 25 P No G

227: C CR 0,01 0 L No VG

228: C CR 0,01 15 L No VG

229: C CR 0,01 40 L Sí VG

230: D CR 0,01 -40 L No VG

231: D CR 0,01 0 L No VG

232: D CR 0,01 15 L No VG

233: D CR 0,01 40 L Sí VG

234: E CR 0,01 -40 L No VG

235: E CR 0,01 0 L No VG

236: E CR 0,01 15 L No VG

237: E CR 0,01 40 L Sí VG

238: C CR 0,005 -40 L No VG

239: C CR 0,005 0 L No VG

240: C CR 0,005 15 L No VG

241: C CR 0,005 40 L Sí VG

242: D CR 0,005 -40 L No VG

243: D CR 0,005 0 L No VG

244: D CR 0,005 15 L No VG

245: D CR 0,005 40 L Sí VG

246: E CR 0,005 -40 L No VG

247: E CR 0,005 0 L No VG

277: D AL 8 40 P Sí G

278: C CR 80 -40 D Sí -

279: C CR 80 -20 D Sí -

280: C CR 80 0 D Sí -

281: C CR 80 5 D Sí -

282: C CR 80 15 D Sí -

283: C CR 80 25 D Sí -

284: C CR 80 40 D Sí -

285: C AL 80 -40 D Sí -

286: C AL 80 -20 D Sí -

287: C AL 80 0 D Sí -

288: C AL 80 5 D Sí -

289: C AL 80 15 D Sí -

290: C AL 80 25 D Sí -

291: C AL 80 40 D Sí -

292: C GI 80 -20 D Sí -

293: C GA 80 -20 D Sí -

294: D CR 80 -40 D Sí -

295: D CR 80 -20 D Sí -

296: D CR 80 0 D Sí -

297: D CR 80 5 D Sí -

248: E CR 0,005 15 L No VG

249: E CR 0,005 40 L Sí VG

250: D CR 80 -40 P Sí G

298: D CR 80 15 D Sí -

299: D CR 80 25 D Sí -

300: D CR 80 40 D Sí -

Table 13 (Parte 4)

301: D AL 80 -40 D Sí -

302: D AL 80 -20 D Sí -

303: D AL 80 0 D Sí -

304: D AL 80 5 D Sí -

305: D AL 80 15 D Sí -

306: D AL 80 25 D Sí -

307: D AL 80 40 D Sí -

308: D GI 80 -20 D Sí -

309: D GA 80 -20 D Sí -

310: E CR 80 -40 D Sí -

311: E CR 80 -20 D Sí -

312: E CR 80 0 D Sí -

313: E CR 80 5 D Sí -

314: E CR 80 15 D Sí -

351: D CR 8 40 D Sí -

352: E CR 8 -40 D No -

353: E CR 8 -20 D No -

354: E CR 8 0 D No -

355: E CR 8 5 D No -

356: E CR 8 15 D No -

357: E CR 8 25 D No -

358: E CR 8 40 D Sí -

359: C CR 4 -40 D No -

360: C CR 4 0 D No -

361: C CR 4 15 D No -

362: C CR 4 40 D Sí -

363: D CR 4 -40 D No -

364: D CR 4 0 D No -

315: E CR 80 25 D Sí -

316: E CR 80 40 D Sí -

317: E AL 80 -40 D Sí -

318: E AL 80 -20 D Sí -

319: E AL 80 0 D Sí -

320: E AL 80 5 D Sí -

321: E AL 80 15 D Sí -

322: E AL 80 25 D Sí -

323: E AL 80 40 D Sí -

324: E GI 80 -20 D Sí -

325: E GA 80 -20 D Sí -

326: C CR 40 -40 D Sí -

327: C CR 40 0 D Sí -

328: C CR 40 15 D Sí -

329: C CR 40 40 D Sí -

330: D CR 40 -40 D Sí -

331: D CR 40 0 D Sí -

332: D CR 40 15 D Sí -

333: D CR 40 40 D Sí -

334: E CR 40 -40 D Sí -

335: E CR 40 0 D Sí -

365: D CR 4 15 D No -

366: D CR 4 40 D Sí -

367: E CR 4 -40 D No -

368: E CR 4 0 D No -

369: E CR 4 15 D No -

370: E CR 4 40 D Sí -

371: C CR 2 -40 D No -

372: C CR 2 -20 D No -

373: C CR 2 0 D No -

374: C CR 2 5 D No -

375: C CR 2 15 D No -

376: C CR 2 25 D No -

377: C CR 2 40 D Sí -

378: C AL 2 -40 D No -

379: C AL 2 -20 D No -

380: C AL 2 0 D No -

381: C AL 2 5 D No -

382: C AL 2 15 D No -

383: C AL 2 25 D No -

384: C AL 2 40 D Sí -

385: C GI 2 15 D No -

336: E CR 40 15 D Sí -

337: E CR 40 40 D Sí -

338: C CR 8 -40 D No -

339: C CR 8 -20 D No -

340: C CR 8 0 D No -

341: C CR 8 5 D No -

342: C CR 8 15 D No -

343: C CR 8 25 D No -

344: C CR 8 40 D Sí -

345: D CR 8 -40 D No -

346: D CR 8 -20 D No -

347: D CR 8 0 D No -

348: D CR 8 5 D No -

349: D CR 8 15 D No -

350: D CR 8 25 D No -

Tabla 13 (Parte 5)

386: C GA 2 15 D No -

387: D CR 2 -40 D No -

388: D CR 2 -20 D No -

389: D CR 2 0 D No -

390: D CR 2 5 D No -

391: D CR 2 15 D No -

392: D CR 2 25 D No -

393: D CR 2 40 D Sí -

394: D AL 2 -40 D No -

395: D AL 2 -20 D No -

396: D AL 2 0 D No -

397: D AL 2 5 D No -

398: D AL 2 15 D No -

399: D AL 2 25 D No -

400: D AL 2 40 D Sí -

401: D GI 2 15 D No -

451: D CR 0,1 15 D No -

402: D GA 2 15 D No -

403: E CR 2 -40 D No -

404: E CR 2 -20 D No -

405: E CR 2 0 D No -

406: E CR 2 5 D No -

407: E CR 2 15 D No -

408: E CR 2 25 D No -

409: E CR 2 40 D Sí -

410: E AL 2 -40 D No -

411: E AL 2 -20 D No -

412: E AL 2 0 D No -

413: E AL 2 5 D No -

414: E AL 2 15 D No -

415: E AL 2 25 D No -

416: E AL 2 40 D Sí -

417: E GI 2 15 D No -

418: E GA 2 15 D No -

419: C CR 0,5 -40 D No -

420: C CR 0,5 0 D No -

421: C CR 0,5 15 D No -

422: C CR 0,5 40 D Sí -

452: D CR 0,1 25 D No -

453: D CR 0,1 40 D Sí -

454: D AL 0,1 -40 D No -

455: D AL 0,1 -20 D No -

456: D AL 0,1 0 D No -

457: D AL 0,1 5 D No -

458: D AL 0,1 15 D No -

459: D AL 0,1 25 D No -

460: D AL 0,1 40 D Sí -

461: D GI 0,1 15 D No -

462: D GR 0,1 15 D No -

463: E CR 0,1 -40 D No -

464: E CR 0,1 -20 D No -

465: E CR 0,1 0 D No -

466: E CR 0,1 5 D No -

467: E CR 0,1 15 D No -

468: E CR 0,1 25 D No -

469: E CR 0,1 40 D Sí -

470: E AL 0,1 -40 D No -

471: E AL 0,1 -20 D No -

472: E AL 0,1 0 D No -

423: D CR 0,5 -40 D No -

424: D CR 0,5 0 D No -

425: D CR 0,5 15 D No -

426: D CR 0,5 40 D Sí -

427: E CR 0,5 -40 D No -

428: E CR 0,5 0 D No -

429: E CR 0,5 15 D No -

430: E CR 0,5 40 D Sí -

431: C CR 0,1 -40 D No -

432: C CR 0,1 -20 D No -

433: C CR 0,1 0 D No -

434: C CR 0,1 5 D No -

435: C CR 0,1 15 D No -

436: C CR 0,1 25 D No -

437: C CR 0,1 40 D Sí -

438: C AL 0,1 -40 D No -

439: C AL 0,1 -20 D No -

440: C AL 0,1 0 D No -

441: C AL 0,1 5 D No -

442: C AL 0,1 15 D No -

443: C AL 0,1 25 D No -

473: E AL 0,1 5 D No -

474: E AL 0,1 15 D No -

475: E AL 0,1 25 D No -

476: E AL 0,1 40 D Sí -

477: E GI 0,1 15 D No -

478: E GA 0,1 15 D No -

479: C CR 0,05 -20 D No -

480: C CR 0,05 -40 D No -

481: C CR 0,05 -20 D No -

482: C CR 0,05 0 D No -

483: C CR 0,05 5 D No -

484: C CR 0,05 15 D No -

485: C CR 0,05 25 D No -

486: C CR 0,05 40 D Sí -

487: D CR 0,05 -20 D No -

488: D CR 0,05 -40 D No -

489: D CR 0,05 -20 D No -

490: D CR 0,05 0 D No -

491: D CR 0,05 5 D No -

492: D CR 0,05 15 D No -

493: D CR 0,05 25 D No -

444: C AL 0,1 40 D Sí -

445: C GI 0,1 15 D No -

446: C GA 0,1 15 D No -

447: D CR 0,1 -40 D No -

448: D CR 0,1 -20 D No -

449: D CR 0,1 0 D No -

450: D CR 0,1 5 D No -

Tabla 13 (Parte 6)

494: D CR 0,05 40 D Sí -

495: E CR 0,05 -20 D No -

496: E CR 0,05 -40 D No -

497: E CR 0,05 -20 D No -

498: E CR 0,05 0 D No -

499: E CR 0,05 5 D No -

500: E CR 0,05 15 D No -

501: E CR 0,05 25 D No -

502: E CR 0,05 40 D Sí -

503: C CR 0,01 -40 D No -

504: C CR 0,01 0 D No -

505: C CR 0,01 15 D No -

506: C CR 0,01 40 D Sí -

507: D CR 0,01 -40 D No -

508: D CR 0,01 0 D No -

509: D CR 0,01 15 D No -

510: D CR 0,01 40 D Sí -

551: D AL 8 5 S No -

552: D AL 8 15 S No -

553: D AL 8 25 S No -

554: D AL 8 40 S Sí -

555: D AL 8 5 S No -

556: D AL 8 15 S No -

557: D AL 8 25 S No -

558: D AL 8 40 S Sí -

559: D CR 0,005 15 L No VG

560: D CR 0,005 15 P No G

511: E CR 0,01 -40 D No -

512: E CR 0,01 0 D No -

513: E CR 0,01 15 D No -

514: E CR 0,01 40 D Sí -

515: C CR 0,005 -40 D No -

516: C CR 0,005 0 D No -

517: C CR 0,005 15 D No -

518: C CR 0,005 40 D Sí -

519: D CR 0,005 -40 D No -

520: D CR 0,005 0 D No -

521: D CR 0,005 15 D No -

522: D CR 0,005 40 D Sí -

523: E CR 0,005 -40 D No -

524: E CR 0,005 0 D No -

525: E CR 0,005 15 D No -

526: E CR 0,005 40 D Sí -

527: D CR 80 -40 S Sí -

528: D CR 80 -20 S Sí -

529: D CR 80 0 S Sí -

530: D CR 80 5 S Sí -

531: D CR 80 15 S Sí -

561: D CR 0,005 15 G No VG

562: D AL 2 15 L No G

563: D AL 2 15 P No x

564: D AL 2 15 G No -

532: D CR 80 25 S Sí -

533: D CR 80 40 S Sí -

534: D AL 80 -40 S Sí -

535: D AL 80 -20 S Sí -

536: D AL 80 0 S Sí -

537: D AL 80 5 S Sí -

538: D AL 80 15 S Sí -

539: D AL 80 25 S Sí -

540: D AL 80 40 S Sí -

541: D CR 8 -40 S No -

542: D CR 8 -20 S No -

543: D CR 8 0 S No -

544: D CR 8 5 S No -

545: D CR 8 15 S No -

546: D CR 8 25 S No -

547: D CR 8 40 S Sí -

548: D AL 8 -40 S No -

549: D AL 8 -20 S No -

550: D AL 8 0 S No -

(Ejemplo 8) (fuera del alcance de la invención)

1.050 y 1.350ºC y fueron laminadas en caliente a una temperatura de acabado de 800 a 900ºC y una temperatura de bobinado de 450 a 680ºC para obtener láminas de acero laminadas en caliente de un espesor de 4 mm. Después de esto, las láminas de acero fueron decapadas, a continuación, fueron laminadas en frío para obtener láminas de acero laminadas en frío de un espesor de 1,6 mm. Además, las partes de las láminas laminadas en frío fueron tratadas con recubrimiento por inmersión en caliente de aluminio, recubrimiento por inmersión en caliente de aluminio y zinc, galvanizado por inmersión en caliente de aleación y galvanización en caliente. La Tabla 5 muestra las leyendas de los tipos de laminado. Después de esto, estas láminas de acero laminadas en frío y las láminas de acero con superficies tratadas fueron calentadas mediante calentamiento en horno a una temperatura superior al punto Ac3, es decir, la región de austenita de 950ºC, a continuación, fueron conformadas en caliente. Se cambiaron la cantidad de hidrógeno y el punto de rocío de la atmósfera del horno de calentamiento. Las condiciones se muestran en la Tabla 14.

Una sección transversal de la forma del molde se muestra en la Fig. 14. La leyenda en la Fig. 14 se muestra a continuación (1: troquel, 2: punzón). La forma del punzón, tal como se ve desde arriba, se muestra en la Fig. 15. La leyenda en la Fig. 15 se muestra a continuación (2: punzón). La forma del troquel, tal como se ve desde abajo, se muestra en la Fig. 16. La leyenda en la Fig. 16 se muestra a continuación (1: troquel). El molde siguió la forma del punzón. La forma del troquel estaba determinada por una holgura de un espesor de 1,6 mm. El tamaño de la pieza sin tratar (mm) era de 1,6 x espesor de 300 x 500. Las condiciones de conformación eran una velocidad de punzón de 10 mm/s, una fuerza de presión de 200 toneladas y un tiempo de retención en punto muerto inferior de 5 segundos. Una vista esquemática de la parte conformada se muestra en la Fig. 17. A partir de una pieza de ensayo de tracción recortada de la parte conformada, se determinó que el esfuerzo de tracción de la parte conformada era de 1.470 MPa o más.

El corte realizado fue una perforación. La posición mostrada en la Fig. 18 fue perforada usando un punzón de un diámetro de 10 mmc y usando un troquel de un diámetro de 10,5 mm. La Fig. 5 muestra la forma de la parte, tal como se ve desde arriba. La leyenda en la Fig. 18 se muestra a continuación (1: parte 2: centro del orificio perforado). La perforación fue realizada durante los 30 minutos siguientes a la conformación en caliente. Después de la perforación, se realizó un fresado. El procedimiento de trabajo se muestra, en conjunto, en la Tabla 14. Para la leyenda, el caso del fresado se muestra mediante "R", mientras que el caso de no trabajo se muestra con "N". En ese momento, el diámetro del orificio acabado fue cambiado y el efecto sobre el espesor eliminado fue estudiado. Las condiciones se muestran, en conjunto, en la Tabla 14. El fresado se realizó durante los 30 minutos siguientes a la perforación. La resistencia a la fragilización por hidrógeno fue evaluada una semana después del fresado, observando toda la circunferencia del orificio para determinar la presencia de grietas. La observación se realizó mediante una lupa o un microscopio electrónico. Los resultados de la determinación se muestran, en conjunto, en la Tabla 4.

Los experimentos Nº 1 a 277 muestran resultados de la consideración de los efectos del tipo de acero, el tipo de láminas, la concentración de hidrógeno en la atmósfera y el punto de rocío en el caso de fresado. Los experimentos Nº 278 a 289 muestran los resultados de la consideración de los efectos de la cantidad de trabajo.

1: C CR 80 -40 R 0,1 SÍ

2: C CR 80 -20 R 0,1 SÍ

3: C CR 80 0 R 0,1 SÍ

4: C CR 80 5 R 0,1 SÍ

5: C CR 80 15 R 0,1 SÍ

6: C CR 80 25 R 0,1 SÍ

7: C CR 80 40 R 0,1 SÍ

8: C AL 80 -40 R 0,1 SÍ

9: C AL 80 -20 R 0,1 SÍ

10: C AL 80 0 R 0,1 SÍ

11: C AL 80 5 R 0,1 SÍ

12: C AL 80 15 R 0,1 SÍ

13: C AL 80 25 R 0,1 SÍ

14: C AL 80 40 R 0,1 SÍ

15: C GI 80 -20 R 0,1 SÍ

16: C GA 80 -20 R 0,1 SÍ

Tabla 14 (Parte 1)

51: C CR 40 15 R 0,1 SÍ

52: C CR 40 40 R 0,1 SÍ

53: D CR 40 -40 R 0,1 SÍ

54: D CR 40 0 R 0,1 SÍ

55: D CR 40 15 R 0,1 SÍ

56: D CR 40 40 R 0,1 SÍ

57: E CR 40 -40 R 0,1 SÍ

58: E CR 40 0 R 0,1 SÍ

59: E CR 40 15 R 0,1 SÍ

60: E CR 40 40 R 0,1 SÍ

61: C CR 8 -40 R 0,1 No

62: C CR 8 -20 R 0,1 No

63: C CR 8 0 R 0,1 No

64: C CR 8 5 R 0,1 No

65: C CR 8 15 R 0,1 No

66: C CR 8 25 R 0,1 No

17: D CR 80 -40 R 0,1 SÍ

18: D CR 80 -20 R 0,1 SÍ

19: D CR 80 0 R 0,1 SÍ

20: D CR 80 5 R 0,1 SÍ

21: D CR 80 15 R 0,1 SÍ

22: D CR 80 25 R 0,1 SÍ

23: D CR 80 40 R 0,1 SÍ

24: D AL 80 -40 R 0,1 SÍ

25: D AL 80 -20 R 0,1 SÍ

26: D AL 80 0 R 0,1 SÍ

27: D AL 80 5 R 0,1 SÍ

28: D AL 80 15 R 0,1 SÍ

29: D AL 80 25 R 0,1 SÍ

30: D AL 80 40 R 0,1 SÍ

31: D GI 80 -20 R 0,1 SÍ

32: D GA 80 -20 R 0,1 SÍ

33: E CR 80 -40 R 0,1 SÍ

34: E CR 80 -20 R 0,1 SÍ

35: E CR 80 0 R 0,1 SÍ

36: E CR 80 5 R 0,1 SÍ

37: E CR 80 15 R 0,1 SÍ

67: C CR 8 40 R 0,1 SÍ

68: D CR 8 -40 R 0,1 No

69: D CR 8 -20 R 0,1 No

70: D CR 8 0 R 0,1 No

71: D CR 8 5 R 0,1 No

72: D CR 8 15 R 0,1 No

73: D CR 8 25 R 0,1 No

74: D CR 8 40 R 0,1 SÍ

75: E CR 8 -40 R 0,1 No

76: E CR 8 -20 R 0,1 No

77: E CR 8 0 R 0,1 No

78: E CR 8 5 R 0,1 No

79: E CR 8 15 R 0,1 No

80: E CR 8 25 R 0,1 No

81: E CR 8 40 R 0,1 SÍ

82: C CR 4 -40 R 0,1 No

83: C CR 4 0 R 0,1 No

84: C CR 4 15 R 0,1 No

85: C CR 4 40 R 0,1 SÍ

86: D CR 4 -40 R 0,1 No

87: D CR 4 0 R 0,1 No

38: E CR 80 25 R 0,1 SÍ

39: E CR 80 40 R 0,1 SÍ

40: E AL 80 -40 R 0,1 SÍ

41: E AL 80 -20 R 0,1 SÍ

42: E AL 80 0 R 0,1 SÍ

43: E AL 80 5 R 0,1 SÍ

44: E AL 80 15 R 0,1 SÍ

45: E AL 80 25 R 0,1 SÍ

46: E AL 80 40 R 0,1 SÍ

47: E GI 80 -20 R 0,1 SÍ

48: E GA 80 -20 R 0,1 SÍ

49: C CR 40 -40 R 0,1 SÍ

50: C CR 40 0 R 0,1 SÍ

88: D CR 4 15 R 0,1 No

89: D CR 4 40 R 0,1 SÍ

90: E CR 4 -40 R 0,1 No

91: E CR 4 0 R 0,1 No

92: E CR 4 15 R 0,1 No

93: E CR 4 40 R 0,1 SÍ

94: C CR 2 -40 R 0,1 No

95: C CR 2 -20 R 0,1 No

96: C CR 2 0 R 0,1 No

97: C CR 2 5 R 0,1 No

98: C CR 2 15 R 0,1 No

99: C CR 2 25 R 0,1 No

100: C CR 2 40 R 0,1 SÍ

Tabla 14 (Parte 2)

101: C AL 2 -40 R 0,1 No

102: C AL 2 -20 R 0,1 No

103: C AL 2 0 R 0,1 No

151: E CR 0,5 0 R 0,1 No

152: E CR 0,5 15 R 0,1 No

153: E CR 0,5 40 R 0,1 Sí

104: C AL 2 5 R 0,1 No

105: C AL 2 15 R 0,1 No

106: C AL 2 25 R 0,1 No

107: C AL 2 40 R 0,1 SÍ

108: C GI 2 15 R 0,1 No

109: C GA 2 15 R 0,1 No

110: D CR 2 -40 R 0,1 No

111: D CR 2 -20 R 0,1 No

112: D CR 2 0 R 0,1 No

113: D CR 2 5 R 0,1 No

114: D CR 2 15 R 0,1 No

115: D CR 2 25 R 0,1 No

116: D CR 2 40 R 0,1 SÍ

117: D AL 2 -40 R 0,1 No

118: D AL 2 -20 R 0,1 No

119: D AL 2 0 R 0,1 No

120: D AL 2 5 R 0,1 No

121: D AL 2 15 R 0,1 No

122: D AL 2 25 R 0,1 No

123: D AL 2 40 R 0,1 SÍ

124: D GI 2 15 R 0,1 No

154: C CR 0,1 -40 R 0,1 No

155: C CR 0,1 -20 R 0,1 No

156: C CR 0,1 0 R 0,1 No

157: C CR 0,1 5 R 0,1 No

158: C CR 0,1 15 R 0,1 No

159: C CR 0,1 25 R 0,1 No

160: C CR 0,1 40 R 0,1 Sí

161: C AL 0,1 -40 R 0,1 No

162: C AL 0,1 -20 R 0,1 No

163: C AL 0,1 0 R 0,1 No

164: C AL 0,1 5 R 0,1 No

165: C AL 0,1 15 R 0,1 No

166: C AL 0,1 25 R 0,1 No

167: C AL 0,1 40 R 0,1 Sí

168: C GI 0,1 15 R 0,1 No

169: C GA 0,1 15 R 0,1 No

170: D CR 0,1 -40 R 0,1 No

171: D CR 0,1 -20 R 0,1 No

172: D CR 0,1 0 R 0,1 No

173: D CR 0,1 5 R 0,1 No

174: D CR 0,1 15 R 0,1 No

125: D GA 2 15 R 0,1 No

126: E CR 2 -40 R 0,1 No

127: E CR 2 -20 R 0,1 No

128: E CR 2 0 R 0,1 No

129: E CR 2 5 R 0,1 No

130: E CR 2 15 R 0,1 No

131: E CR 2 25 R 0,1 No

132: E CR 2 40 R 0,1 SÍ

133: E AL 2 -40 R 0,1 No

134: E AL 2 -20 R 0,1 No

135: E AL 2 0 R 0,1 No

136: E AL 2 5 R 0,1 No

137: E AL 2 15 R 0,1 No

138: E AL 2 25 R 0,1 No

139: E AL 2 40 R 0,1 SÍ

140: E GI 2 15 R 0,1 No

141: E GA 2 15 R 0,1 No

142: C CR 0,5 -40 R 0,1 No

143: C CR 0,5 0 R 0,1 No

144: C CR 0,5 15 R 0,1 No

145: C CR 0,5 40 R 0,1 SÍ

175: D CR 0,1 25 R 0,1 No

176: D CR 0,1 40 R 0,1 Sí

177: D AL 0,1 -40 R 0,1 No

178: D AL 0,1 -20 R 0,1 No

179: D AL 0,1 0 R 0,1 No

180: D AL 0,1 5 R 0,1 No

181: D AL 0,1 15 R 0,1 No

182: D AL 0,1 25 R 0,1 No

183: D AL 0,1 40 R 0,1 Sí

184: D GI 0,1 15 R 0,1 No

185: D GA 0,1 15 R 0,1 No

186: E CR 0,1 -40 R 0,1 No

187: E CR 0,1 -20 R 0,1 No

188: E CR 0,1 0 R 0,1 No

189: E CR 0,1 5 R 0,1 No

190: E CR 0,1 15 R 0,1 No

191: E CR 0,1 25 R 0,1 No

192: E CR 0,1 40 R 0,1 Sí

193: E AL 0,1 -40 R 0,1 No

194: E AL 0,1 -20 R 0,1 No

195: E AL 0,1 0 R 0,1 No

146: D CR 0,5 -40 R 0,1 No

147: D CR 0,5 0 R 0,1 No

148: D CR 0,5 15 R 0,1 No

149: D CR 0,5 40 R 0,1 SÍ

150: E CR 0,5 -40 R 0,1 No

196: E AL 0,1 5 R 0,1 No

197: E AL 0,1 15 R 0,1 No

198: E AL 0,1 25 R 0,1 No

199: E AL 0,1 40 R 0,1 Sí

200: E AL 0,1 15 R 0,1 No

Tabla 14 (Parte 3)

201: E GA 0,1 15 R 0,1 No

202: C CR 0,05 -20 R 0,1 No

203: C CR 0,05 -40 R 0,1 No

204: C CR 0,05 -20 R 0,1 No

205: C CR 0,05 0 R 0,1 No

206: C CR 0,05 5 R 0,1 No

207: C CR 0,05 15 R 0,1 No

208: C CR 0,05 25 R 0,1 No

209: C CR 0,05 40 R 0,1 Sí

210: D CR 0,05 -20 R 0,1 No

211: D CR 0,05 -40 R 0,1 No

251: D CR 80 -20 N 0 Sí

252: D CR 80 0 N 0 Sí

253: D CR 80 5 N 0 Sí

254: D CR 80 15 N 0 Sí

255: D CR 80 25 N 0 Sí

256: D CR 80 40 N 0 Sí

257: D AL 80 -40 N 0 Sí

258: D AL 80 -20 N 0 Sí

259: D AL 80 0 N 0 Sí

260: D AL 80 5 N 0 Sí

261: D AL 80 15 N 0 Sí

212: D CR 0,05 -20 R 0,1 No

213: D CR 0,05 0 R 0,1 No

214: D CR 0,05 5 R 0,1 No

215: D CR 0,05 15 R 0,1 No

216: D CR 0,05 25 R 0,1 No

217: D CR 0,05 40 R 0,1 Sí

218: E CR 0,05 -20 R 0,1 No

219: E CR 0,05 -40 R 0,1 No

220: E CR 0,05 -20 R 0,1 No

221: E CR 0,05 0 R 0,1 No

222: E CR 0,05 5 R 0,1 No

223: E CR 0,05 15 R 0,1 No

224: E CR 0,05 25 R 0,1 No

225: E CR 0,05 40 R 0,1 Sí

226: C CR 0,01 -40 R 0,1 No

227: C CR 0,01 0 R 0,1 No

228: C CR 0,01 15 R 0,1 No

229: C CR 0,01 40 R 0,1 Sí

230: D CR 0,01 -40 R 0,1 No

231: D CR 0,01 0 R 0,1 No

232: D CR 0,01 15 R 0,1 No

262: D AL 80 25 N 0 Sí

263: D AL 80 40 N 0 Sí

264: D CR 8 -40 N 0 Sí

265: D CR 8 -20 N 0 Sí

266: D CR 8 0 N 0 Sí

267: D CR 8 5 N 0 Sí

268: D CR 8 15 N 0 Sí

269: D CR 8 25 N 0 Sí

270: D CR 8 40 N 0 Sí

271: D AL 8 -40 N 0 Sí

272: D AL 8 -20 N 0 Sí

273: D AL 8 0 N 0 Sí

274: D AL 8 5 N 0 Sí

275: D AL 8 15 N 0 Sí

276: D AL 8 25 N 0 Sí

277: D AL 8 40 N 0 Sí

278: C CR 2 15 R 0 Sí

279: C CR 2 15 R 0 Sí

280: C CR 2 15 R 0,1 No

281: C CR 2 15 R 0,2 No

282: D CR 2 15 R 0 Sí

233: D CR 0,01 40 R 0,1 Sí

234: E CR 0,01 -40 R 0,1 No

235: E CR 0,01 0 R 0,1 No

236: E CR 0,01 15 R 0,1 No

237: E CR 0,01 40 R 0,1 Sí

238: C CR 0,005 -40 R 0,1 No

239: C CR 0,005 0 R 0,1 No

240: C CR 0,005 15 R 0,1 No

241: C CR 0,005 40 R 0,1 Sí

242: D CR 0,005 -40 R 0,1 No

243: D CR 0,005 0 R 0,1 No

244: D CR 0,005 15 R 0,1 No

245: D CR 0,005 40 R 0,1 Sí

246: E CR 0,005 -40 R 0,1 No

247: E CR 0,005 0 R 0,1 No

248: E CR 0,005 15 R 0,1 No

249: E CR 0,005 40 R 0,1 Sí

250: D CR 80 -40 N 0,1 Sí

283: D CR 2 15 R 0 Sí

284: D CR 2 15 R 0,1 No

285: D CR 2 15 R 0,2 No

286: E CR 2 15 R 0 Sí

287: E CR 2 15 R 0 Sí

288: E CR 2 15 R 0,1 No

289: E CR 2 15 R 0,2 No

Según la presente invención, se hace posible producir una parte de alta resistencia para un automóvil ligero de peso y de características superiores en la seguridad en colisiones, mediante enfriamiento y endurecimiento después de la conformación en el molde

Claims

REIVINDICACIONES

1. Procedimiento de producción de una parte de alta resistencia, que comprende las etapas de:

usar una lámina de acero que contiene, en % en peso, C: del 0,05 al 0,55% y Mn: del 0,1 al 3%, opcionalmente, uno

o más elementos seleccionados de entre Si: el 1,0% o menos, Al: del 0,005 al 0,1%, S: el 0,02% o menos , P: EL

5 0,03% o menos, Cr: del 0,01 al 1,0%, B: del 0,0002% al 0,0050%, N: el 0,01% o menos y O: el 0,015% o menos, además, opcionalmente, uno o más elementos seleccionados de entre Nb, Zr, Mo y V de no más del 1% de cada uno, en su composición química y que tiene un esfuerzo de tracción de 980 MPa o más; el procedimiento está caracterizado además por

calentar la lámina de acero en una atmósfera, en porcentaje en volumen, de hidrógeno en una cantidad del 10% o 10 menos (incluyendo EL 0%) y de un punto de rocío de 30ºC o menos a la Ac3 al punto de fusión,

a continuación, iniciar la conformación en prensa a una temperatura superior a la temperatura a la que se produce una transformación ferrítica, perlítica, bainítica, martensítica y completar la conformación en prensa en estado de austenita,

aplicar un corte a 10 mm del punto muerto inferior de la conformación en prensa, y

15 enfriar y endurecer después de la conformación en prensa en el molde para producir una parte de alta resistencia.
2. Procedimiento de producción de una parte de alta resistencia tal como se expone en la reivindicación 1, caracterizado porque dicha lámina de acero es tratada mediante cualquiera de entre laminado de aluminio, laminado de aluminio y zinc y laminado de zinc.