ES2278044T3 - Una composicion de acero de ultra alta resistencia, el proceso de fabricacion de un producto de acero de ultra alta resistencia y el producto obtenido. - Google Patents
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Abstract
Un producto de acero que tiene la siguiente composición caracterizado porque dicho producto de acero comprende al menos una fase bainítica y/o una fase martensítica, y donde la distribución de fase es tal que la suma de las fase bainítica y martensítica es mayor que el 35%, y donde la resistencia a la tracción es mayor que 1000 MPa. - C: entre 1000ppm y 2500ppm - Mn: entre 12000ppm y 20000ppm - Si: entre l500ppm y 3000ppm - P: entre 100ppm y 600ppm - S: máximo 50ppm - N: máximo 100ppm - Al: máximo 1000ppm - B entre 10ppm y 35ppm - Tifactor=Ti-3.42N+10: entre 0ppm y 400ppm - Nb: entre 200ppm y 800ppm - Cr entre 2500ppm y 7500ppm - Mo entre 1000ppm y 2500ppm - Ca entre 0 y 50ppm el remanente siendo hierro e impurezas incidentales.
Description
Una composición de acero de ultra alta
resistencia, el proceso de fabricación de un producto de acero de
ultra alta resistencia y el producto obtenido.
La presente invención se relaciona con una
composición de acero de ultra alta resistencia, con el proceso de
fabricación de un producto de acero de ultra alta resistencia, y con
el producto final de dicho proceso.
En la industria automotor existe la necesidad
de la reducción del peso, lo que supone el uso de materiales de
alta resistencia de manera que se pueda disminuir el grosor de las
partes sin detrimento de los requerimientos funcionales y de
seguridad. Los productos de láminas de acero de ultra alta
resistencia (UHSS) que tienen una buena formabilidad pueden
proporcionar la solución para este problema.
Varios documentos describen tales productos
UHSS. Más particularmente, el documento DE19710125 describe un
método para fabricar un fleje de acero dúctil altamente resistente
(superior a 900 MPa) con (en % en masa) 0.1 hasta 0.2% de C, 0.3
hasta 0.6% de Si, 1.5 hasta 2.0% de Mn, máx. 0.08% de P, 0.3 hasta
0.8% de Cr, hasta 0.4% de Mo, hasta 0.2% de Ti y/o de Zr, hasta
0.08% de Nb. El material es producido como un fleje laminado
enrollada caliente. Sin embargo, una desventaja de este proceso es
que para grosores pequeños (por ejemplo más pequeños que 2 mm), las
fuerzas del laminado se incrementan de manera drástica, lo que
plantea un límite para las posibles dimensiones que pueden ser
fabricadas. La razón de este límite es la muy alta resistencia de
este material no solo en el producto final sino también a las
temperaturas en el tren de acabado del laminador en caliente.
También es conocido que el alto contenido de Si provoca problemas en
la calidad de la superficie debido a la presencia de óxidos de Si
los cuales después del decapado crean una superficie con una
aspereza muy alta e irregularte. Además, con el fin de la
protección contra la corrosión, el galvanizado en baño de solución
alcalina caliente de tal sustrato de alto contenido de Si por lo
general conduce a una apariencia de la superficie insuficiente para
las aplicaciones en el campo automotor, con además un riesgo alto de
la presencia de manchas debido a zonas con falta de pintura en la
superficie.
El documento JP09176741 describe la fabricación
de un fleje de acero laminado en caliente de alta tenacidad con
excelentes características de homogeneidad y fatiga. El acero tienen
una composición que contiene (en % en masa), <0.03% de C,
<0.1% de Al, 0.7 hasta 2.0% de Cu, 0.005 hasta 0.2% de Ti, 0.0003
hasta 0.0050% de B y <0.0050% de N. El producto laminado en
caliente tienen una estructura en la cual el % en volumen bainítico
es mayor que el 95% y el % en volumen martensítico es <2%. Las
desventajas de esta invención son además de los grosores limitados
que pueden ser fabricados en el laminador de flejes en caliente como
fue explicado anteriormente, también el uso de una cantidad
sustancial de Cu como elemento de aleación. Este elemento es
solamente usado para productos particulares y generalmente no es
deseado en las composiciones usadas por ejemplo en aceros de
embutición profunda, aceros estructurales y aceros de alta
resistencia clásicos para las aplicaciones en el campo automotor.
De esta forma, la presencia de Cu hace la administración y logística
de la chatarra mucho más difícil en las plantas de producción de
acero si la mayoría de la gama de productos contiene grados donde
el Cu tiene que ser limitado a un nivel de impureza bajo. Además, se
conoce que el cobre deteriora considerablemente la tenacidad de la
zona afectada por el calor después de la soldadura y de esta forma
deteriora la soldabilidad. Esto también esta asociado frecuentemente
con problemas de escasez de calor.
El documento EP0019193 describe el método de
fabricar un acero de fase dual que contiene mayormente ferrita de
granos finos con granos de martensita dispersos entre ellos. La
composición comprende 0.05-0.2% de C,
0.5-2.0% de Si, 0.5-1.5% de Mn,
0-1.5% de Cr, 0-0.15% de V,
0-0.15% de Mo, 0-0.04% de Ti,
0-0.02% de Nb. La producción de dicho acero es
realizada manteniendo la temperatura del fleje de acero laminado en
caliente bobinado dentro del rango de 800-650°C por
un periodo de tiempo de más de un minuto, desembobinando el fleje
de acero y enfriando el fleje de acero hasta una temperatura por
debajo de 450°C a una velocidad que excede los 10°C/s. Se describe
que cambiando la cantidad de martensita desde 5 a 25%, la
resistencia a la tracción puede ser variada entre 400 y 1400 MPa y
el alargamiento entre 40 y 10%. Las desventajas son nuevamente que
solamente son considerados los productos laminados en caliente así
como el alto contenido de Si el cual plantea problemas para el
galvanizado en baño de solución alcalina caliente.
El documento EP861915 describe un acero de alta
resistencia a la tracción y alta tenacidad y el método para
fabricarlo. La resistencia a la tracción no es menor que 900 MPa, y
la composición consiste de (en % en masa) 0.02-0.1%
de C, Si<0.6%, Mn 0.2-2.5%, 1.2<Ni<2.5%,
0.01-0.1% de Nb, 0.005-0.03% de Ti,
0.001-0,006% de N, 0-0.6% de Cu,
0-0.8% de Cr, 0-0.6% de Mo,
0-0.1% de V. También la adición del boro es
considerada. La microestructura del acero puede ser una estructura
mezclada de martensita (M) y bainita inferior (LB) que ocupa al
menos el 90% en volumen de la microestructura, la LB ocupando al
menos el 2% en volumen en la estructura mezclada, y la relación de
dimensiones de los granos de austenita anteriores no es menos que 3.
La producción de tal acero consiste en calentar un bloque de acero
hasta una temperatura desde 1000°C hasta 1250°C; laminar el bloque
de acero en una plancha de acero de manera que el índice de
reducción acumulado de la austenita en la zona de temperatura de no
recristalización no sea menos que el 50%; terminar el laminado a una
temperatura por encima del punto Ar3; y enfriar la plancha de acero
desde la temperatura por encima del punto Ar3 hasta una temperatura
de no mayor que 500°C a una velocidad de enfriamiento de desde
10ºC/seg hasta 45°C/seg medida en el centro en la dirección del
grosor de la plancha de acero. Las desventajas de esta invención son
la adición de una cantidad sustancial de Ni lo que esta muy lejos
de ser usado frecuentemente en las plantas de producción de acero
de carbono clásico (planteando los mismos problemas de
administración de la chatarra que con el Cu en los documento
previos citados) así como la limitación al laminado en caliente.
El documento W09905336 describe un acero que
contiene boro soldable de ultra alta resistencia con una tenacidad
superior. La resistencia a la tracción es al menos 900 MPa y la
microestructura está compuesta predominantemente de bainita
inferior de grano fino, martensita en lajas de grano fino, o mezclas
de las mismas. La composición consiste de (en % en masa) de
alrededor de 0.03% hasta alrededor de 0.10% de C, alrededor de 1.6%
hasta alrededor de 2.1% de Mn, alrededor de 0.01% hasta alrededor de
0.10% de Nb, alrededor de 0.01% hasta alrededor de 0.10% de V,
alrededor de 0.2% hasta alrededor de 0.5% de Mo, alrededor de 0.005%
hasta alrededor de 0.03% de Ti, alrededor de 0.0005% hasta
alrededor de 0.0020% de B. El acero que contiene boro está
compuesto adicionalmente de al menos un aditivo seleccionado del
grupo que consiste de (i) 0% en peso hasta alrededor de 0.6% en
peso de Si, (ii) 0% en peso hasta alrededor de 1.0% en peso de Cu,
(iii) 0% en peso hasta alrededor de 1.0% en peso de Ni, (iv) 0% en
peso hasta alrededor de 1.0% en peso de Cr, (v) 0% en peso hasta
alrededor de 0.006% en peso de Ca, (vi) 0% en peso hasta alrededor
de 0.06% en peso de Al, (vii) 0% en peso hasta alrededor de 0.02%
en peso de REM, y (viii) 0% en peso hasta alrededor de 0.006% en
peso de Mg. Nuevamente, el procesamiento está limitado al laminado
en caliente solo, seguido por el enfriamiento rápido hasta una
temperatura de parada del enfriamiento rápido y subsiguiente
enfriamiento con aire. El costo de este análisis es también bastante
alto debido a los grandes contenidos de Mo y V que son
aplicados.
Es un objetivo de la presente invención
proporcionar un producto de acero de ultra alta resistencia (UHSS),
producido por laminado en frío y recocido y posiblemente seguido por
recubrimiento de zinc electrolítico o galvanizado en baño de
solución alcalina caliente, para tener un producto de UHSS
disponible a grosores bajos lo que no es posible o muy difícil de
producir mediante el laminado en caliente.
Es un objetivo adicional proporcionar un
producto de acero de ultra alta resistencia, producido por laminado
en caliente y decapado, el cual puede ser galvanizado en baño de
solución alcalina caliente, manteniendo aún las propiedades de
ultra alta resistencia en combinación con una buena protección
contra la corrosión.
La presente invención se relaciona con un
producto de acero de ultra alta resistencia de acuerdo a la
reivindicación 1.
Tres realizaciones específicas están
relacionadas con el mismo producto, pero teniendo tres sub rangos
diferentes para el carbono: respectivamente
l200-2500 ppm, 1200-l700 ppm y
1500-l700 ppm.
Igualmente, dos realizaciones específicas están
relacionadas con el mismo producto, pero teniendo los siguientes
sub rangos de fósforo: respectivamente 200-400 ppm y
250-350 ppm.
Finalmente, dos realizaciones específicas más
están relacionadas con el mismo producto, pero teniendo los
siguiente sub rangos para el Nb: respectivamente
250-550 ppm y 450-550 ppm.
La invención se relaciona igualmente con un
proceso de acuerdo a la reivindicación 12.
De acuerdo a una realización, dicha temperatura
de bobinado es superior que la temperatura de inicio de la
formación de la bainita Bs.
El proceso de la invención puede comprender
además el paso de recalentar dicho bloque hasta al menos 1000ºC
antes de dicho paso de laminado en caliente.
De acuerdo con una primera realización de la
invención, el proceso adicionalmente comprende los pasos de:
- -
- estabilizar térmicamente dicho sustrato a una temperatura entre 480ºC y 700ºC, durante menos de 80s,
- -
- enfriar dicho sustrato hasta la temperatura de un baño de zinc a una velocidad de enfriamiento mayor que 2ºC/s,
- -
- galvanizar en baño de solución alcalina caliente dicho sustrato en dicho baño de zinc,
- -
- enfriar finalmente hasta la temperatura ambiente a una velocidad de enfriamiento mayor que 2ºC/s.
Un sustrato laminado en caliente de acuerdo a la
invención puede también se sometido a una reducción por enderezado
de máximo 2%. En lugar de un galvanizado en baño de solución
alcalina caliente, el sustrato laminado en caliente puede ser
sometido a un paso de recubrimiento de zinc electrolítico.
De acuerdo a una segunda realización, el proceso
comprende adicionalmente el paso de:
- -
- laminar en frío dicho sustrato para obtener una reducción del grosor,
- -
- recocer dicho sustrato hasta una temperatura máxima de estabilización térmica comprendida entre 720°C y 860°C,
- -
- enfriar dicho sustrato con una velocidad de enfriamiento mayor que 2°C/s hasta una temperatura de máximo 200°C,
- -
- enfriar finalmente hasta la temperatura ambiente a una velocidad de enfriamiento mayor que 2°C/s
Alternativamente, en dicha segunda realización,
dicho paso de recocer puede ser seguido de:
- -
- enfriar dicho sustrato con una velocidad de enfriamiento mayor que 2°C/s hasta una temperatura de máximo 460°C,
- -
- mantener dicho sustrato a dicha temperatura de máximo 460°C por un tiempo menor que 250s,
- -
- enfriar finalmente hasta la temperatura ambiente a una velocidad de enfriamiento mayor que 2°C/s.
De acuerdo a una tercera realización, el proceso
adicionalmente comprende los pasos de:
- -
- laminar en frío dicho sustrato para obtener una reducción del grosor,
- -
- recocer dicho sustrato hasta una temperatura de estabilización térmica máxima comprendida entre 720ºC y 860ºC,
- -
- enfriar dicho sustrato con a una velocidad de enfriamiento mayor que 2ºC/s hasta la temperatura de un baño de zinc,
- -
- galvanizar en baño de solución alcalina caliente dicho sustrato en dicho baño de zinc,
- -
- enfriar finalmente hasta la temperatura ambiente a una velocidad de enfriamiento mayor que 2ºC/s.
Un sustrato laminado en frío de acuerdo a la
invención puede también se sometido a una reducción por enderezado
de máximo 2%. En lugar de un galvanizado en baño de solución
alcalina caliente, el sustrato laminado en frío puede ser sometido
a un paso de recubrimiento de zinc electrolítico.
Un producto de acero de acuerdo a la invención
puede tener un endurecimiento por recocido BH2 mayor que 60 MPa en
ambas direcciones, longitudinal y transversal.
La Fig. 1 está describiendo la microestructura
general de un producto laminado en caliente de acuerdo a la
presente invención.
La Fig. 2 está describiendo un ejemplo de la
microestructura detallada del producto de la Fig. 1.
Las Figs. 3 y 4 están describiendo la
microestructura de un producto laminado en frío y recocido de
acuerdo a la presente invención.
De acuerdo a la presente invención un producto
de acero de ultra alta resistencia es propuesto, que tiene la
siguiente composición. La aplicación de los rangos más amplios que
son indicados, será posible, en combinación con los parámetros
correctos del proceso, para que resulte en productos que tienen una
microestructura multi-fase deseada, buena
soldabilidad así como excelentes propiedades mecánicas, por ejemplo
una resistencia a la tracción entre 800 y 1600 MPa. Los rangos
preferidos están relacionados con rangos más estrechos de las
propiedades mecánicas, por ejemplo una resistencia mínima a la
tracción garantizada de 1000 MPa, o con requerimientos más
rigurosos sobre la soldabilidad (máximo del rango de C, ver el
párrafo a continuación).
C: entre l000 ppm y 2500 ppm. Un primer sub
rango preferido es l200-2500 ppm. Un segundo sub
rango preferido es 1200-l700 ppm. Un tercer sub
rango preferido es l500-l700 ppm. El contenido
mínimo de carbono es necesario para asegurar el nivel de
resistencia ya que el carbono es el elemento más importante para la
templabilidad. El máximo del rango reivindicado está relacionado
con la soldabilidad. El efecto del C en las propiedades mecánicas
es ilustrado por medio de las composiciones ejemplares A, B y C
(tablas 1, 13, 14, 15).
Mn: entre 12000 ppm y 20000 ppm, preferiblemente
entre 15000-l7000 ppm. El Mn es añadido para
incrementar la templabilidad a bajo costo y esta limitado al máximo
reivindicado para asegurar la capacidad del recubrimiento. También
incrementa la resistencia a través del fortalecimiento de la
solución sólida.
Si: entre 1500 ppm y 3000 ppm, preferiblemente
entre 2500-3000 ppm. El Si es conocido para
incrementar el grado de redistribución del carbono en la austenita
y retarda la descomposición de la austenita. Suprime la formación
de carburos y contribuye a la resistencia total. El máximo del rango
reivindicado está relacionado con la capacidad para realizar el
galvanizado en baño de solución alcalina caliente, más
particularmente en términos de humectabilidad, adhesión del
recubrimiento y apariencia de la superficie.
P: de acuerdo a una primera realización de la
invención, el contenido de P está entre 100 ppm y 500 ppm. Un
primer sub rango preferido es 200-400 ppm. Un
segundo sub rango preferido es 250-350 ppm. El P
contribuye a la resistencia total por medio del fortalecimiento de
la solución sólida y, como el Si, puede también estabilizar la fase
austenita antes que ocurra la transformación final.
De acuerdo a una segunda realización de la
invención, el contenido de P está entre 500 y 600 ppm, en
combinación con los rangos de la invención para los otros elementos
de aleación mencionados en está descripción.
Las composiciones ejemplares D y E (tablas
16/17) ilustran el efecto del P sobre las propiedades mecánicas.
S: menor que 50 ppm. El contenido de S tiene que
ser limitado debido a que un nivel de inclusión demasiado alto
puede deteriorar la formabilidad.
Ca: entre 0 y 50 ppm: el acero tiene que ser
tratado con Ca para tener el azufre remanente unido en CaS esférico
en lugar de MnS el cual tiene un efecto perjudicial para las
propiedades de deformabilidad después del laminado (el MnS alargado
fácilmente conduce a la iniciación de la fisura).
N: menor que 100 ppm
Al: entre 0 y 1000 ppm. El Al es solamente
añadido para propósitos de desoxidación antes de que el Ti y el Ca
sean añadidos de manera que estos elementos no se pierdan en óxidos
y puedan cumplir su pretendido papel.
B: entre 10 y 35 ppm, preferiblemente entre 20 y
30 ppm. El boro es un elemento importante para la templabilidad
para ser capaz de de lograr resistencias a la torsión mayores que
1000 MPa. El boro desplaza de manera muy efectiva la región de la
ferrita hacia tiempos más grandes en el diagrama de
temperatura-tiempo-transformación.
Tifactor=Ti-3.42N+10: entre 0 y
400 ppm, preferiblemente entre 50 y 200 ppm. El Ti es añadido para
unir todo el N de manera que el B pueda cumplir totalmente su papel.
De otra forma parte del B puede ser unido en BN con una pérdida en
la templabilidad como consecuencia. El contenido máximo del Ti está
limitado para limitar la cantidad de los precipitados que contienen
Ti-C los cuales añaden nivel de resistencia pero
hacen decrecer demasiado la formabilidad.
Nb: entre 200 ppm y 800 ppm. Un primer sub rango
preferido es 250-550 ppm. Un segundo sub rango
preferido es 450-550 ppm. El Nb retarda la
recristalización de la austenita y limita el crecimiento del grano a
través de la precipitación de carburos finos. En combinación con el
B evita el crecimiento de precipitados grandes de
Fe_{23}(CB)_{6}
en el contorno de los granos de austenita de manera que B es mantenido libre para realizar su influencia en el endurecimiento. Los granos más finos también contribuyen al incremento de la resistencia mientras mantienen buenas propiedades de ductilidad hasta un cierto nivel. La nucleación de la ferrita es mejorada debido a la tensión acumulada en la austenita bajo la temperatura de no-recristalización de la austenita. Se encontró que un incremento del Nb por encima de 550 ppm no incrementa más el nivel de resistencia. Contenidos menores de Nb traen la ventaja de fuerzas de laminado menores, especialmente en el laminador en caliente, lo cual incrementa la ventana dimensional que un productor de acero puede garantizar.
en el contorno de los granos de austenita de manera que B es mantenido libre para realizar su influencia en el endurecimiento. Los granos más finos también contribuyen al incremento de la resistencia mientras mantienen buenas propiedades de ductilidad hasta un cierto nivel. La nucleación de la ferrita es mejorada debido a la tensión acumulada en la austenita bajo la temperatura de no-recristalización de la austenita. Se encontró que un incremento del Nb por encima de 550 ppm no incrementa más el nivel de resistencia. Contenidos menores de Nb traen la ventaja de fuerzas de laminado menores, especialmente en el laminador en caliente, lo cual incrementa la ventana dimensional que un productor de acero puede garantizar.
Cr: entre 2500 ppm y 7500 ppm, preferiblemente
entre 2500 y 5000 ppm debido a rezones del galvanizado en baño de
solución alcalina caliente ya que el Cr>0.5% es conocido que
perjudica la humectabilidad a través de la formación de óxido de Cr
en la superficie. El Cr disminuye la temperatura de inicio de la
formación de la bainita y conjuntamente con el B, el Mo y el Mn
permite el aislamiento de la región de la bainita.
Mo: entre l000 ppm y 2500 ppm, preferiblemente
entre 1600 y 2000 ppm. El Mo contribuye a la resistencia, disminuye
la temperatura de inicio de la formación de la bainita y disminuye
las velocidades de enfriamiento crítico para la formación de la
bainita.
El balance de la composición es satisfecho por
el hierro e impurezas incidentales.
La combinación del B, el Mo y el Cr (y el Mn)
permite aislar la región de la bainita lo cual para los productos
laminados en caliente permite obtener de manera fácil una
microestructura con la bainita como principal constituyente. Para
limitar el S al máximo de 50 ppm para disminuir la cantidad de
inclusiones, y para evitar la formación de MnS, el acero es tratado
con Ca. El S y el Ca remanente pueden entonces ser encontrados en
CaS esférico el cual es mucho menos perjudicial para las propiedades
de deformabilidad que el MnS. Además, el Si está limitado comparado
con los aceros existentes, lo que asegura el galvanizado para los
productos laminados en caliente así como laminados en frío que
tienen esta composición.
La presente invención está igualmente
relacionada con el proceso de fabricar dicho producto de acero.
Este proceso comprende los pasos de:
- -
- preparar un bloque de acero que tiene una composición de acuerdo a la invención, tal como se definió anteriormente,
- -
- si es necesario, recalentar dicho bloque a una temperatura mayor que 1000°C, preferiblemente por encima de 1200°C para disolver los carburos de niobio de manera tal que el Nb pueda jugar completamente su papel. El recalentamiento del bloque puede ser innecesario si la fundición es seguida en línea por medio de las instalaciones de laminado en caliente.
- -
- laminar en caliente el bloque, donde la temperatura de laminado final FT en la última posición del laminado en caliente es mayor que la temperatura Ar3. Preferiblemente FT inferiores son usadas (pero aún por encima de Ar3, por ejemplo 750°C) si el alargamiento A80 (medición de la prueba de tracción de acuerdo a la norma EN10002-1) del producto bobonado laminado en caliente tiene que ser incrementado sin alterar la resistencia a la tracción. Comparado con una FT de 850°C un incremento relativo del 10% de A80 puede ser obtenido con una FT de 750°C, pero al costo de fuerzas superiores del laminado final.
- -
- enfriar hasta la temperatura de bobinado CT, preferiblemente mediante enfriamiento continuo hasta la CT, típicamente a 40-50°C/s. El enfriamiento escalonado puede también ser usado.
- -
- bobinar en el laminador en caliente dicho sustrato a una temperatura de bobinado CT comprendida entre 450°C y 750°C, donde la temperatura de bobinado tiene una influencia importante en las propiedades mecánicas de tanto el producto laminado en caliente así como del producto después del laminado en frío y el recocido (ver los ejemplos). En todos los casos la temperatura de bobinado mínima preferida está por encima de 550°C y mayor que la temperatura de inicio de la formación de la bainita, de manera que la transformación de la bainita ocurra completamente en la bobina. La temperatura de inicio de la formación de la bainita Bs es \leq550°C para la composición del ejemplo, para velocidades de enfriamiento después del tren de acabado mayores que 6°C/min. Una temperatura de bobinado justo por encima de la temperatura de inicio de la formación de la bainita (por ejemplo CT=570-600ºC) no implica ningún problema de procesamiento en el laminador en caliente. Bobinar a CT mayores que Bs asegura que el material se transforme en la bobina y no en la mesa de salida. El aislamiento del dominio de la bainita permite de esta forma incrementar la robustez del proceso y de esta manera garantiza una mayor estabilidad de las propiedades mecánicas con relación a los cambios en las condiciones de enfriamiento.
- -
- decapar el sustrato para remover los óxidos.
De acuerdo a una primera realización de la
invención, estos pasos son seguidos por
- -
- estabilizar térmicamente el sustrato a una temperatura entre 480°C y 700°C, preferiblemente a una temperatura por debajo o igual a 650°C y durante menos de 80s,
- -
- enfriar hasta la temperatura de un baño de zinc a una velocidad de enfriamiento mayor que 2°C/s,
- -
- galvanizar en baño de solución alcalina caliente el sustrato laminado en caliente,
- -
- enfriar hasta la temperatura ambiente a una velocidad de enfriamiento mayor que 2°C/s,
- -
- posiblemente, un enderezado de máximo 2%.
Este galvanizado en baño de solución alcalina
caliente del producto laminado en caliente puede ser hecho si el
grosor es lo suficientemente grande para producir el material por
laminado en caliente solamente, proporcionando un producto final
laminado en caliente galvanizado en baño de solución alcalina
caliente.
De acuerdo a una segunda realización, el paso de
decapado es seguido por:
- -
- laminar en frío para obtener una reducción del grosor, por ejemplo 50%,
- -
- recocer hasta una temperatura máxima de estabilización térmica comprendida entre 720°C y 860°C,
- -
- enfriar con una velocidad de enfriamiento mayor que 2°C/s hasta una temperatura de máximo 200°C,
- -
- enfriar finalmente hasta la temperatura ambiente a una velocidad de enfriamiento mayor que 2°C/s. Alternativamente, el enfriamiento después del paso de recocido puede ser realizado a una velocidad de enfriamiento mayor que 2°C/s hasta una así llamada temperatura de sobreenvejecimiento de 460°C o menos. En este caso, la lámina es mantenida a esta temperatura por un cierto tiempo, típicamente 100-200s, antes de proceder al enfriamiento final hasta la temperatura ambiente.
De acuerdo a una tercera realización, el paso de
decapado es seguido por:
- -
- laminar en frío el sustrato para obtener una reducción del grosor, por ejemplo 50%,
- -
- recocer hasta una temperatura máxima de estabilización térmica comprendida entre 720°C y 860°C,
- -
- enfriar con una velocidad de enfriamiento mayor que 2°C/s hasta la temperatura de un baño de zinc,
- -
- galvanizar en baño de solución alcalina caliente,
- -
- enfriar finalmente hasta la temperatura ambiente.
Ambos procesos de acuerdo a la segunda y tercera
realización pueden ser seguidos por una reducción por enderezado de
máximo 2%. El grosor de los sustratos de acero de la invención
después del laminado en frío puede ser menor que 1 mm de acuerdo al
grosor de la lámina laminada en caliente inicial y la capacidad del
laminador en frío para realizar el laminado en frío a un nivel
suficientemente alto. De esta forma, los grosores entre 0.3 y 2.0
mm son factibles. Preferiblemente no se usa alargamiento
nivelador/enderezado para tener una relación Re/Rm menor y mayor
potencial de endurecimiento por deformación del material.
La máxima temperatura de estabilización térmica
preferida durante el paso de recocido es dependiente de la
temperatura de bobinado aplicada y las propiedades mecánicas que se
pretenden alcanzar: temperaturas superiores de bobinado conducen al
ablandamiento de las bandas calientes (incrementando la cantidad
máxima de la reducción por laminado en frío que puede ser ofrecido
en un laminador en frío particular) y para la misma temperatura de
estabilización térmica y velocidad de enfriamiento a niveles de
resistencia a la tracción inferiores (ver los ejemplos). Para la
misma temperatura de bobinado, una temperatura de estabilización
térmica superior en general incrementará el nivel de resistencia a
la tracción con los otros parámetros del procesamiento mantenidos
constantes.
En el caso de que el producto no es galvanizado
en baño de solución alcalina caliente, un recubrimiento de Zn
electrolítico puede ser aplicado para aumentar la protección contra
la corrosión.
El producto resultante, laminado en caliente o
laminado en frío, tiene una estructura multifase con ferrita,
martensita y diferentes tipos de bainita posibles, y posiblemente
alguna austenita retenida presente a temperatura ambiente.
Propiedades mecánicas específicas como una función de los valores
de los parámetros del procesamiento son dadas en los ejemplos.
Para temperaturas de bobinado por debajo de
680°C, los productos laminados en caliente mostraron en todos los
experimentos de laboratorio y las pruebas industriales que habían
realizado una fluencia continua (el comportamiento de la fluencia
sin la presencia de una alargamiento del punto de fluencia o
deformación de Luders), y esto sin la aplicación de un
enderezado.
También el producto laminado en frío mostró en
todos los experimentos y pruebas un comportamiento de fluencia
continua pero con una relación de la resistencia a la fluencia con
respecto a la resistencia a la tracción Re/Rm generalmente inferior
que en el caso del producto laminado en caliente (típicamente, el
producto laminado en frío tiene una Re/Rm entre 0.40 y 0.70, y el
producto laminado en caliente una Re/Rm entre 0.65 y 0.85). Esto
significa que el material está caracterizado por un endurecimiento
por deformación alto: las fuerzas iniciales necesarias para iniciar
la deformación plática pueden ser mantenidas bastante bajas lo que
facilita la deformación inicial del material, pero el material ya
alcanza niveles altos de resistencia debido al alto endurecimiento
por trabajado después de algún % de deformación.
El producto laminado en frío final exhibe una
resistencia ultra alta en combinación con una buena ductilidad:
pueden ser producidos materiales no recubiertos, recubiertos de
manera electrolítica o galvanizados en baño de solución alcalina
caliente con resistencias a la fluencia Re entre 350 MPa y 1150 MPa,
resistencias a la tracción Rm entre 800 MPa y 1600 MPa y
alargamientos A80 entre 5% y 17% de acuerdo a valores específicos
de los parámetros del proceso, y esto para grosores incluso
inferiores a 1.0 mm los cuales no son posibles de alcanzar por
medio del laminado en caliente solamente en los laminadores en
caliente usuales corrientes (mediciones de las propiedades
mecánicas de acuerdo con la norma EN10002-1). Los
aceros de ultra alta resistencia laminados en frío (basados en
otras composiciones) los cuales se encuentran hoy en el mercado y
los cuales exhiben una resistencia a la tracción Rm mayor que 1000
MPa en general no pueden ser galvanizados en baño de solución
alcalina caliente en vista de por ejemplo su alto contenido de Si o
muestran para el mismo nivel de resistencia alargamientos
inferiores que los resultados obtenidos con el producto de la
invención.
Además, el producto de la invención exhibe un
potencial de endurecimiento por recocido muy grande: los valores
BH_{0} exceden los 30 MPa en ambas direcciones, transversal y
longitudinal, y el BH_{2} excede incluso los 100 MPa en ambas
direcciones (BH_{0} y BH_{2} medidas de acuerdo a la norma
SEW094). Esto significa que para las aplicaciones de caja en blanco
durante el curado de la pintura el material incluso obtendrá una
resistencia a la fluencia superior de manera que la rigidez de la
estructura aumente.
Las diferentes microestructuras laminadas en
caliente obtenidas después del bobinado como una función de las
temperaturas de bobinado aplicadas todas permiten realizar el
laminado en frío sin introducción de fisuras, esto no era esperado
de antemano en vista de la ultra alta resistencia del material y la
menor deformabilidad como una consecuencia de dicha ultra alta
resistencia.
Concerniente a la robustez del proceso, es
remarcable hacer notar que la velocidad de enfriamiento después del
recocido puede ser tan baja como 2°C/s, mientras aún proporciona
propiedades de ultra alta resistencia. Esto significa que una gran
variación en las dimensiones puede ser producida con propiedades
bastante constantes (ver los ejemplos) ya que las dimensiones
determinan en la mayoría de los casos las velocidades máximas
lineales y las velocidades máximas de enfriamiento después del
recocido. En los aceros de alta resistencia clásicos o de ultra
alta resistencia con por ejemplo estructuras de fase duales que
consisten de ferrita y martensita, usualmente se han tenido que
aplicar velocidades de enfriamiento altas (típicamente
20-50°C/s), y el rango dimensional que puede ser
producido con un solo análisis es más limitado.
Para grosores grandes donde el laminado en frío
no es necesario, el producto decapado laminado en caliente en si
mismo puede ser galvanizado en baño de solución alcalina caliente
manteniendo aún las propiedades de ultra alta resistencia pero con
la ventaja de una mejor protección contra la corrosión. Las
propiedades del producto decapado laminado en caliente no
recubierto bobinado a por ejemplo CT=585°C y sin enderezado o
alargamiento nivelador adicionalmente procesado son típicamente una
Re de 680-770 MPa, Rm de 1060-1090
MPa y A8O de 11-13%, mientras que después de pasar
el sustrato laminado en caliente una línea de galvanizado en baño
de solución alcalina caliente (con la zona de estabilización térmica
a por ejemplo 650°C), las propiedades son aún Re de
800-830 MPa, Rm de 970-980 MPa y A8O
de 10% (mediciones de las propiedades mecánicas de acuerdo a la
norma EN10002-l)
Las diferentes desventajas descritas
anteriormente para las composiciones descritas en las publicaciones
del estado del arte no son encontradas cuando es aplicada la
composición de la presente invención: los costos son limitados
debido al uso restringido de Mo y la eliminación de V, los elementos
más inusuales en la producción de acero de carbono clásico (no
inoxidable) como el Cu y el Ni no son usados, y lo más importante,
el Si es limitado para asegurar el galvanizado en baño de solución
alcalina caliente. La apariencia de la superficie del acero
laminado en caliente galvanizado en baño de solución alcalina
caliente de la presente invención es suficiente para aplicaciones
no expuestas en el campo automotor donde los sustratos con alto
contenido de Si en general conducen a una apariencia de la
superficie insuficiente para las aplicaciones del campo automotor,
con además un alto riesgo de la presencia de manchas debido a zonas
con falta de pintura en la superficie.
En lo concerniente a la soldabilidad de los
aceros de ultra alta resistencia de la presente invención, la
soldadura por puntos (por ejemplo evaluada de acuerdo a la norma
AFN0R A87-001 con pruebas de tracción cruzada) y la
soldadura con láser mostró como resultado una soldabilidad
satisfactoria aunque este sea un acero de ultra alta resistencia
del cual se esperaban problemas con antelación.
La Tabla 1 muestra un primer ejemplo de una
composición de una fundición industrial de un producto de acero de
ultra alta resistencia de acuerdo a la presente invención. Debe ser
notado en lo que sigue que, todas las propiedades mecánicas de la
prueba de tracción mencionadas son medidas de acuerdo a la norma
EN10002-l, y los valores del endurecimiento por
recocido de acuerdo a la norma SEW094.
Los pasos del procesamiento fueron:
- Recalentamiento del bloque entre 1240-1300°C
- Acabado en el laminador en caliente entre 880-900°C Temperatura de bobinado entre 570-600°C
- Decapado
- No enderezado o alargamiento nivelador
Las propiedades mecánicas en diferentes
posiciones en la bobina del producto decapado no recubierto
resultante están resumidas en la Tabla 2. Como puede ser observado
el producto es muy isotrópico en sus propiedades mecánicas.
Las propiedades del endurecimiento por recocido
después de 0 y 2% de pre-tensión uniaxial del
producto resultante son dadas en la Tabla 3.
Después de pasar el material a través de una
línea de galvanizado en baño de solución alcalina caliente con una
sección de estabilización térmica a una temperatura entre
600-650°C donde el material es mantenido entre
40-80s antes de enfriar hasta la temperatura del
baño de zinc y galvanizar en baño de solución alcalina caliente,
las propiedades mecánicas eran Re de 800-830 MPa, Rm
de 970-980 MPa y A8O de 9.5-10.5%,
siendo las diferencias con el producto no recubierto debido a un
ligero cambio en la microestructura (precipitación de carburo).
La microestructura del producto laminado en
caliente típicamente consiste de las fases, descritas en la Tabla
4. Las microestructuras típicas que se corresponden con el material
que es caracterizado en la Tabla 4 son dadas en las Figuras 1 y
2.
La Fig. 1 está describiendo la microestructura
general del producto laminado en caliente de acuerdo a la presente
invención, procesado a temperatura de bobinado de
570-600°C. Después del ataque químico con la así
llamada solución de ataque Le Pera la región coloreada clara en el
micrógrafo óptico es martensita como fue demostrado después de las
mediciones de difracción con rayos X.
La Fig. 2 está describiendo un ejemplo de la
microestructura detallada del producto de la Fig. 1, en una
fotografía a través de un microscopio electrónico de barrido. Las
zonas en círculos 1 representan la martensita, mientras el área
gris 2 representa la bainita superior.
Un cambio en la temperatura de bobinado desde
570-600°C (donde las propiedades mecánicas son casi
constantes) hasta alrededor de 650°C conduce a los siguientes
cambios en las propiedades mecánicas: Re 600 MPa, Rm 900 MPa y A8O
14-15%.
El procesamiento adicional del producto laminado
en caliente, variando la temperatura de bobinado CT, conduce a las
propiedades del producto laminado en frío, mostradas en las tablas 5
a la 12 (todos los grosores 1 mm, 50% de reducción por laminado en
frío).
Las microestructuras de los productos laminados
en frío son dependientes de la temperatura de bobinado, la
temperatura de estabilización térmica y la velocidad de enfriamiento
(y la reducción por laminado en frío). De esta forma, la
distribución en % de la ferrita, la bainita y la martensita es una
función de estos parámetros pero en general puede ser notado que
para lograr resistencias a la tracción mayores que 1000 MPa, la suma
de los constituyentes bainíticos y martensíticos es más que el 40%
en un micrógrafo óptico (magnificación de 500x para ser
suficientemente representativo).
Ejemplos de microestructuras finales laminadas
en frío y recocidas típicos son dados en las Figuras 3 y 4.
La Fig. 3 está describiendo la microestructura
(solución de ataque LePera) a una magnificación de 500x de un
producto laminado en frío y recocido de acuerdo a la presente
invención, procesado a 550°C de temperatura de bobinado, 50% de
reducción por laminado en frío, 780°C de temperatura máxima de
estabilización térmica y velocidad de enfriamiento subsiguiente de
2°C/s, que resulta en una microestructura de 38% de martensita, 9%
de bainita y 53% de ferrita. Las propiedades mecánicas relacionadas
con esta estructura pueden ser encontradas en la Tabla 7.
La Fig. 4 está describiendo la microestructura
(solución de ataque LePera) a una magnificación de 500x de un
producto laminado en frío y recocido de acuerdo a la presente
invención, procesado a 720°C de temperatura de bobinado, 50% de
reducción por laminado en frío, 820°C de temperatura máxima de
estabilización térmica y una velocidad de enfriamiento subsiguiente
de 100°C/s, que resulta en una microestructura de 48% de martensita,
4% de bainita y 48% de ferrita. Las propiedades mecánicas
relacionadas con esta estructura pueden ser encontradas en la Tabla
6. En la figura 4, tres fases pueden ser reconocidas: las áreas de
gris más oscuro 5 son ferrita, las áreas de gris más claro 6 son
martensita, y las áreas de negro oscuro 7 son bainita.
Considerando el nivel de ultra alta resistencia
de los materiales, especialmente aquellos en el rango con una
resistencia a la tracción mayor que 1000 MPa, algunas combinaciones
de los parámetros de procesamiento muestran una excepcionalmente
buena deformabilidad incluso hasta 14-15%.
La Tabla 13 describe dos piezas fundidas
adicionales en términos de composición, de un acero UHSS de la
invención. Las composiciones son referidas como B y C.
Los bloques hechos de las composiciones A y B
experimentaron los siguientes pasos, produciendo láminas de acero
de acuerdo con la invención:
- -
- laminar en caliente, temperatura final por encima de Ar3
- -
- enfriar a 630°C,
- -
- decapar,
- -
- laminar en frío con reducción de 50% hasta 1.6 mm
- -
- recocer hasta una temperatura máxima de estabilización térmica de 820°C
- -
- enfriar a 10°C/s hasta la temperatura de baño de zinc,
- -
- galvanizar en baño de solución alcalina caliente,
- -
- enfriar hasta la temperatura ambiente.
Los bloques hechos de la composición C tienen un
procesamiento similar pero con una reducción por laminado en frío
del 60% hasta 1.0 mm y después de enfriar hasta la temperatura
ambiente un enderezado extra entre 0 y 1%.
Las propiedades mecánicas de las 3 láminas de
acero galvanizadas en baño de solución alcalina caliente con las
composiciones A, B y C son mostradas en la tabla 14 y 15. Estos
ejemplos demuestran la influencia del contenido de carbono en las
propiedades mecánicas. Contenidos inferiores de carbono resulta en
un equivalente inferior del carbono lo que es bien conocido que es
beneficioso para la soldadura.
Finalmente, la tabla 16 muestra las
composiciones, marcadas D y E de dos piezas fundidas más de acuerdo
a la invención. Los bloques que tienen estas composiciones fueron
sometidos a los siguientes pasos:
- -
- laminar en caliente, temp. final por encima de Ar3, para un grosor de 2 mm,
- -
- bobinar a 550°C
- -
- decapar.
Las propiedades mecánicas del producto laminado
en caliente (no recubierto) medidas de acuerdo a
EN10002-1 son mostradas en la tabla 17.
Aparentemente, la lamina que tiene la composición E (520 ppm de P)
tiene una resistencia a la tracción muy aumentada Rm, comparada con
la lámina que tiene la composición D (200 ppm de P), mientras el
alargamiento A80% ha permanecido sin cambios. Considerando el hecho
de que otros elementos, además del P, están representados por
cantidades similares en ambas piezas fundidas D y E, el aumento
considerable en las propiedades de resistencia, mientras se
mantiene un valor de alargamiento fijo, es debido al aumento en la
cantidad de fósforo en la composición E, comparada con la
composición D.
Es conocido que otros elementos que otorgan un
efecto de fortalecimiento, tal como el Ti, el Nb o el Mo, si
tienden a tener un impacto negativo en el alargamiento. Por lo
tanto, una composición preferida de la presente invención requiere
una cantidad mínima de fósforo de 200 ppm, para garantizar las
propiedades mecánicas deseadas.
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Tablas 5 a la 12: propiedades mecánicas del
producto de acero de ultra alta resistencia laminado en caliente y
recocido/galvanizado en baño de solución alcalina caliente,
composición A, de acuerdo a la presente invención. Grosor 1.0
mm.
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Claims (22)
1. Un producto de acero que tiene la siguiente
composición caracterizado porque dicho producto de acero
comprende al menos una fase bainítica y/o una fase martensítica, y
donde la distribución de fase es tal que la suma de las fase
bainítica y martensítica es mayor que el 35%, y donde la resistencia
a la tracción es mayor que 1000 MPa.
- C: entre 1000 ppm y 2500 ppm
- Mn: entre 12000 ppm y 20000 ppm
- Si: entre l500 ppm y 3000 ppm
- P: entre 100 ppm y 600 ppm
- S: máximo 50 ppm
- N: máximo 100 ppm
- Al: máximo 1000 ppm
- B entre 10 ppm y 35 ppm
- Tifactor=Ti-3.42N+10: entre 0
ppm y 400 ppm
- Nb: entre 200 ppm y 800 ppm
- Cr entre 2500 ppm y 7500 ppm
- Mo entre 1000 ppm y 2500 ppm
- Ca entre 0 y 50 ppm
el remanente siendo hierro e
impurezas
incidentales.
2. Un producto de acero de acuerdo a las
reivindicación 1, que tiene un endurecimiento por recocido BH_{2}
mayor que 60 MPa en ambas direcciones, longitudinal y
transversal.
3. El producto de la reivindicación 1 o 2,
donde la cantidad de carbono está entre 1200 ppm y 2500 ppm.
4. El producto de la reivindicación 3, donde
la cantidad de carbono está entre 1200 ppm y 1700 ppm.
5. El producto de la reivindicación 4, donde
la cantidad de carbono está entre 1500 ppm y 1700 ppm.
6. El producto de acuerdo a una cualquiera de
las reivindicaciones 1 a la 5, donde la cantidad de fósforo está
entre 100 ppm y 500 ppm.
7. El producto de acuerdo a una cualquiera de
las reivindicaciones 1 a la 5, donde la cantidad de fósforo está
entre 500 ppm y 600 ppm.
8. El producto de acuerdo a la reivindicación
6 donde la cantidad de fósforo está entre 200 ppm y 400 ppm.
9. El producto de acuerdo a la reivindicación
8, donde la cantidad de fósforo está entre 250 ppm y 350 ppm.
10. El producto de acuerdo a una cualquiera de
las reivindicaciones 1 a la 9, donde la cantidad de niobio está
entre 250 ppm y 550 ppm.
11. El producto de acuerdo a una cualquiera de
las reivindicaciones 1 a la 10, donde la cantidad de niobio está
entre 450 ppm y 550 ppm.
12. Un proceso para fabricar el producto de las
reivindicaciones 1 a la 11, que comprende los pasos de:
- -
- preparar un bloque de acero que tiene una composición de acuerdo a una cualquiera de las reivindicaciones 1 a la 11,
- -
- laminar en caliente dicho bloque, donde la temperatura de laminado final es mayor que la temperatura Ar3, para formar un sustrato laminado en caliente,
- -
- paso de enfriar hasta la temperatura de bobinado CT,
- -
- bobinar dicho sustrato a una temperatura de bobinado CT comprendida entre 450ºC y 750ºC,
- -
- decapar dicho sustrato para remover los óxidos.
13. El proceso de acuerdo a la reivindicación
12, donde dicha temperatura de bobinado CT es mayor que la
temperatura de inicio de la formación de la bainita Bs.
14. El proceso de acuerdo a la reivindicación
12 o 13, que comprende adicionalmente el paso de recalentar dicho
bloque hasta al menos 1000ºC antes de dicho paso de laminado en
caliente.
15. El proceso de acuerdo a una cualquiera de
las reivindicaciones 12 a la 14, que comprende adicionalmente los
pasos de:
- -
- estabilizar térmicamente dicho sustrato a una temperatura entre 480ºC y 700ºC, durante menos de 80s,
- -
- enfriar dicho sustrato hasta la temperatura de un baño de zinc a una velocidad de enfriamiento mayor que 2ºC/s,
- -
- galvanizar en baño de solución alcalina caliente dicho sustrato en dicho baño de zinc,
- -
- enfriar finalmente hasta la temperatura ambiente a una velocidad de enfriamiento mayor que 2ºC/s.
16. El proceso de acuerdo a una cualquiera de
las reivindicaciones 12 a la 15, seguido por un paso de reducción
por enderezado de dicho sustrato, con una reducción máxima de
2%.
17. El proceso de acuerdo a una cualquiera de
las reivindicaciones 12, 13, 14 o 16 seguido por un paso de
recubrimiento de zinc electrolítico.
18. El proceso de acuerdo a una cualquiera de
las reivindicaciones 12 a la 14, que comprende adicionalmente los
pasos de:
- -
- laminar en frío dicho sustrato para obtener una reducción del grosor,
- -
- recocer dicho sustrato hasta una temperatura máxima de estabilización térmica comprendida entre 720°C y 860°C,
- -
- enfriar dicho sustrato con una velocidad de enfriamiento mayor que 2°C/s hasta una temperatura de máximo 200°C,
- -
- enfriar finalmente hasta la temperatura ambiente a una velocidad de enfriamiento mayor que 2°C/s
19. El proceso de acuerdo a una cualquiera de
las reivindicaciones 12 a la 14, que comprende adicionalmente los
pasos de:
- -
- laminar en frío dicho sustrato para obtener una reducción del grosor,
- -
- recocer dicho sustrato hasta una temperatura máxima de estabilización térmica entre 720°C y 860°C,
- -
- enfriar dicho sustrato con una velocidad de enfriamiento mayor que 2°C/s hasta una temperatura de máximo 460°C,
- -
- mantener dicho sustrato a dicha temperatura de máximo 460°C por un tiempo menor que 250s,
- -
- enfriar finalmente hasta la temperatura ambiente a una velocidad de enfriamiento mayor que 2°C/s.
20. El proceso de acuerdo a una cualquiera de
las reivindicaciones 12 a la 14, que comprende adicionalmente los
pasos de:
- -
- laminar en frío dicho sustrato para obtener una reducción del grosor,
- -
- recocer dicho sustrato hasta una temperatura máxima de estabilización térmica comprendida entre 720ºC y 860ºC,
- -
- enfriar dicho sustrato con una velocidad de enfriamiento mayor que 2ºC/s hasta la temperatura de un baño de zinc,
- -
- galvanizar en baño de solución alcalina caliente dicho sustrato en dicho baño de zinc,
- -
- enfriar finalmente hasta la temperatura ambiente a una velocidad de enfriamiento mayor que 2ºC/s.
21. El proceso de acuerdo a una cualquiera de
las reivindicaciones 18 a la 20, seguido por un paso de reducción
por enderezado de dicho sustrato, con una reducción máxima de
2%.
22. El proceso de acuerdo a una cualquiera de
las reivindicaciones 18, 19 o 21 seguido por un paso de
recubrimiento de zinc electrolítico.
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