ES2289270T3 - Procedimiento de fabricacion de un producto siderurgico de acero al carbono rico en cobre, y producto siderurgico asi obtenido. - Google Patents
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Abstract
Procedimiento de fabricación de un producto siderúrgico en acero al carbono rico en cobre, según el cual: - se elabora un acero líquido que tiene la composición, expresada en porcentajes ponderales: * 0, 0005% <= C <= 1% * 0, 5 <= Cu <= 10% * 0 <= Mn <= 2% * 0<= Si <= 5% * 0 <= Ti <= 0, 5% * 0 <= Nb <= 0, 5% * 0 <= Ni <= 5% * 0 <= Al <= 2% el resto siendo hierro e impurezas resultantes de la elaboración; - se cuela este acero líquido directamente bajo forma de una banda delgada de espesor inferior o igual a 10 mm; - se enfría rápidamente la banda hasta una temperatura inferior o igual a 1000°C por aspersión de agua o de una mezcla agua aire; - se hace sufrir la banda delgada a un laminado al calor a un tasa de reducción de al menos 10%, la temperatura al final del laminado siendo tal que a esta temperatura, todo el cobre se encuentra aún en solución sólida en la matriz de ferrita y/o de austenita; - se hace seguidamente sufrir a la banda una etapa de enfriamiento forzado de manera de mantener el cobre en solución sólida sobresaturada en la matriz de ferrita y/o de austenita; - y se bobina la banda así enfriada.
Description
Procedimiento de fabricación de un producto
siderúrgico de acero al carbono rico en cobre, y producto
siderúrgico así obtenido.
La invención concierne al campo de la producción
de aleaciones ferrosas, y más precisamente al campo de la
producción de aceros con fuertes contenidos de cobre.
El cobre es generalmente considerado como un
elemento indeseable en los aceros al carbono, porque favorece la
fisura al calor, por una parte hacen difícil el trabajo al calor del
acero, y por otra parte degrada la calidad y el aspecto de la
superficie de los productos. Por esas razones, es habitual limitar
el contenido de cobre de los aceros al carbono de alta calidad a
contenidos inferiores a 0,05%. Como no es posible extraer el cobre
presente en el acero líquido, la obtención segura de esos bajos
contenidos de cobre es posible solamente produciendo el acero a
partir de una fuente líquida, lo que es económicamente viable solo
para producciones en grandes cantidades, o produciendo el acero en
horno eléctrico por fusión de chatarras cuidadosamente
seleccionadas, por lo tanto costosas.
Existen, sin embargo, casos donde la presencia
de un fuerte contenido de cobre en el acero puede ser deseable. En
efecto, el cobre puede tener efectos benéficos para ciertas
aplicaciones, específicamente para la industria automóvil.
En primer lugar, el mismo aumenta la
resistencia a la deformación del acero por una precipitación que se
puede obtener por medio de un revenido (endurecimiento
estructural).
Por otra parte, el mismo mejora la resistencia
del acero a la corrosión atmosférica, ya que conduce a la formación
de una capa de óxido protectora.
En fin, el mismo aumenta la resistencia a la
fragilidad por el hidrógeno de dos formas:
- debido al hecho de la formación de dicha capa
de óxido protectora;
- sustituyendo al manganeso, el mismo limita la
formación de las inclusiones de MnS alrededor de las cuales el
hidrógeno se acumula.
El aumento de la resistencia del acero debido al
endurecimiento estructural puede ser evaluado en alrededor de 300
MPa para 1% de cobre. Sin embargo, parece difícil liberarse de parte
de ese fenómeno, ya que en las hileras de producción clásicas de
chapas por colada continua de bramas gruesas o delgadas, laminado al
calor en tren de bandas y laminado en frío, el cobre conduce a un
deterioro de la calidad de la superficie por fisura en la película
durante la transformación al calor en atmósfera oxidante. Esa fisura
es llamada "agrietamiento". Un contenido de cobre inferior a
1%, incluso 0,5% es entonces imperativo, a menos que se limite esa
fisura por una adición de níquel o de silicio, o por un
recalentamiento antes de la transformación al calor a una
temperatura inferior a la temperatura de fusión peritéctica del
cobre (1094ºC para una aleación Fe-Cu pura), lo que
restringe la gama de espesores accesibles, o por un control de la
atmósfera de recalentamiento incompatible con las instalaciones de
producción
actuales.
actuales.
Además, el poder endurecedor del cobre por
precipitación es óptimo cuando el cobre es mantenido integralmente
en solución sólida antes del tratamiento de precipitación por
temple. En efecto, la contribución de la precipitación al
endurecimiento es tanto más bajo mientras más se eleva la
temperatura de precitación. No es necesario por lo tanto que el
cobre precipite con el enfriamiento en tanto que la temperatura de
revenido no sea alcanzada. La hilera de producción clásica no
permite la ejecución del temple necesario para maximizar el poder
endurecedor.
EP-A-1072689
divulga un procedimiento de fabricación de bandas delgadas de acero
de tipo TRIP por colada directa de acero líquido conteniendo
eventualmente entre 0,5 y 2% de cobre. La banda colada es laminada
al calor y sufre dos enfriamientos forzados separados por un reposo
a temperaturas comprendidas entre 550 y 400ºC para que se produzca
una transformación bainítica.
Ha sido propuesto en el documento
EP-A-0 641 867 producir bandas de
acero al carbono conteniendo grandes cantidades de cobre (0,3 a
10%) y de estaño (0,03 a 0,5%) por un procedimiento de colada
directa de bandas delgadas de 0,1 a l5mm de espesor, tal como la
colada entre cilindros. La solidificación rápida de la banda y la
posibilidad de limitar por un enfriamiento a continuación de esa
solidificación el tiempo de reposo de la banda a más de 1000ºC
permiten resolver los problemas de calidad de superficie evocados
más arriba. La banda es seguidamente laminada en frío. De esta
forma es posible elaborar bandas que tienen buenas propiedades
mecánicas y un buen aspecto de superficie sin tener que recurrir a
materias primas pobres en cobre y en estaño. Para esto, se debe
obtener un producto donde, después de su solidificación, las
dendritas primarias estén espaciadas de 5 a 100 pm. Las propiedades
mecánicas buscadas en la banda delgada son esencialmente una buena
resistencia y un buen alargamiento a la tracción. Ese documento no
evoca sin embargo en detalle los tratamientos posteriores a la
colada que permitirían conducir a una chapa explotable para una
aplicación industrial.
El objeto de la invención es proponer
procedimientos de elaboración completos de chapas laminadas al calor
o laminadas en frío de acero al carbono que presentan propiedades
mecánicas elevadas, específicamente una fuerte resistencia, una
buena anisotropía de las deformaciones, así como una buena aptitud
para la soldadura, en las cuales un contenido de cobre elevado es
tolerado, incluso deseado.
A este efecto, la invención tiene por objeto un
procedimiento de fabricación de un producto siderúrgico en acero al
carbono rico en cobre, según el cual:
- se elabora un acero líquido que tiene la
composición, expresada en porcentajes ponderales:
- \text{*}
- 0,0005% \leq C \leq 1%
- \text{*}
- 0,5 \leq Cu \leq 10%
- \text{*}
- 0 \leq Mn \leq 2%
- \text{*}
- 0 \leq Si \leq 5%
- \text{*}
- 0 \leq Ti \leq 0,5%
- \text{*}
- 0 \leq Nb \leq 0,5%
- \text{*}
- 0 \leq Ni \leq 5%
- \text{*}
- 0 \leq Al \leq 2%
el resto siendo hierro e impurezas
resultantes de la
elaboración
- se cuela este acero líquido directamente bajo
forma de una banda delgada de espesor inferior o igual a 10 mm;
- se enfría rápidamente la banda hasta una
temperatura inferior o igual a 1000ºC por aspersión de agua o de
una mezcla agua aire;
- se hace sufrir la banda delgada a un laminado
al calor a un tasa de reducción de al menos 10%, la temperatura al
final del laminado siendo tal que a esta temperatura, todo el cobre
se encuentra aún en solución sólida en la matriz de ferrita y/o de
austenita;
- se hace seguidamente sufrir a la banda una
etapa de enfriamiento forzado de manera de mantener el cobre en
solución sólida sobresaturada en la matriz de ferrita y/o de
austenita;
- y se bobina la banda así enfriada.
De preferencia, la relación Mn/Si es superior o
igual a 3.
Se puede realizar la colada de la banda delgada
en una instalación de colada entre dos cilindros enfriados
interiormente girando en sentidos contrarios.
El laminado al calor de la banda es de
preferencia realizado en línea con la colada de la banda.
La velocidad V de enfriamiento forzado que sigue
al laminado al calor es generalmente tal que
V \geq
e^{1.98\
(%cu)-0.08}
con V expresada en ºC/s y %Cu en %
ponderales.
Según una variante del procedimiento, el
contenido en carbono del acero está comprendido entre 0,1 y 1%, y
el bobinado de la banda es efectuado a una temperatura superior a la
temperatura M_{S} de inicio de la transformación
martensítica.
Según otra variante del procedimiento, el
bobinado de la banda es efectuado a menos de 300ºC, y la banda sufre
a continuación un tratamiento térmico de precipitación del cobre
entre 400 y 700ºC. En esas condiciones, si el contenido de carbono
está comprendido entre 0,1 y 1%, no hay preferencia por el bobinado
previamente al tratamiento
térmico.
térmico.
Según otra variante del procedimiento, el
bobinado de la banda es efectuado a una temperatura a la vez
superior a la temperatura M_{S} de inicio de la transformación
martensítica e inferior a 300ºC, y se efectúa a continuación un
laminado en frío, un recocido de re-cristalización
en un campo de temperatura donde el cobre está en solución sólida
sobresaturada, un enfriamiento forzado manteniendo el cobre en
solución sólida, y un revenido de precipitación.
Dicho revenido de precipitación es efectuado en
una instalación de recocido continua entre 600 y 700ºC, o en una
instalación de recocido base entre 400 y 700ºC.
Según otra variante del procedimiento, el
bobinado de la banda es efectuado a una temperatura a la vez
superior a la temperatura M_{S} de inicio de la transformación
martensítica e inferior a 300ºC, y se efectúa a continuación un
laminado en frío y un recocido base entre 400 y 700ºC que sirve a la
vez de recocido de re-cristalización y de revenido
de precipitación.
En el caso donde la banda sufre un laminado en
frío, el contenido de carbono del acero está preferentemente
comprendido entre 0,1 y 1%, o entre 0,01 y 0,2%, o entre 0,0005% y
0,05%. En ese último caso, su contenido den cobre está
preferentemente comprendido entre 0,5 y 1,8%.
Igualmente en este último caso, previamente al
revenido de precipitación, se puede cortar la banda para formar una
chapa que se conforma por embutido, y efectuar el revenido de
precipitación sobre la chapa embutida.
Se puede finalmente proceder a un tratamiento
final de la banda en un laminador en frío.
La invención tiene igualmente como objeto un
producto siderúrgico obtenido por uno de los procedimientos
precedentes.
Como se habrá comprendido, la invención consiste
esencialmente en colar directamente en una banda delgada un acero
que tiene la composición precisada, y luego imponerle condiciones
que eviten el agrietamiento por enfriamiento rápido de la banda a
la salida de la lingotera conduciéndola por debajo de 1000ºC, y
eventualmente manteniendo la banda en una atmósfera no oxidante al
menos hasta la obtención de esta temperatura, y luego efectuar un
laminado al calor de la banda, de preferencia en línea, seguido por
un enfriamiento forzado manteniendo el cobre en solución sólida
sobresaturada. La banda es seguidamente bobinada. La misma puede
entonces sufrir diversos tratamientos térmicos o mecánicos que le
van a conferir su espesor y sus propiedades finales.
La invención va en el presente a ser descrita
más en detalle, con referencia a las figuras anexas siguientes:
- la figura 1 que representa el diagrama de
fases de la aleación hierro-cobre pura en su
conjunto (fig. 1a), y para contenidos de cobre inferiores o iguales
a 5% y temperaturas de 600 a 1000ºC (fig. 1b);
- la figura 2 representa una porción del
diagrama de fases de un aleación hierro-cobre a 0,2%
de carbono.
En primer lugar, se elabora un metal líquido que
presenta la composición siguiente (todos los contenidos son
expresados en porcentajes ponderales).
El contenido en carbono puede ir de 0,0005% a
1%, según específicamente las aplicaciones previstas para el
producto final. El límite inferior de 0,0005% corresponde
prácticamente al mínimo que es posible obtener por los
procedimientos clásicos de descarburación del metal líquido. El
límite superior de 1% se justifica por el efecto gammágeno del
carbono. En efecto, más allá de 1%, el carbono reduce excesivamente
la solubilidad del cobre en la ferrita. Además, más allá de 1%, la
capacidad de soldadura del acero es degradada notablemente, lo que
lo hace impropio para numerosas aplicaciones privilegiadas de las
chapas obtenidas a partir de los aceros de la invención.
Por otra parte, el carbono permite obtener un
efecto endurecedor, así como la precipitación de los carburos de
titanio y/o de niobio que sirven para el control de la textura, si
el titanio y/o el niobio están presentes en cantidades
significativas en el acero.
De manera general, se puede decir que:
- cuando el contenido de carbono está
comprendido entre 0,1 y 1%, los aceros obtenidos encuentran una
aplicación privilegiada en el campo de las chapas de muy alta
resistencia laminadas al calor, cuando después de la colada las
mismas han sido bobinadas a temperatura que permita un revenido de
precipitación, o cuando las mismas han sido bobinadas a baja
temperatura y luego han sido sometidas a un revenido, o en el campo
de las chapas laminadas en frío de muy alta resistencia;
- cuando el contenido de carbono está
comprendido entre 0,01 y 0,2%, los aceros obtenidos encuentran una
aplicación privilegiada en el campo de los aceros soldables de alta
resistencia cuando los mismos han sido laminados al calor, o cuando
los mismos han sido laminados en frío y tratados térmicamente en
condiciones que serán vistas más adelante
- cuando el contenido en carbono está
comprendido entre 0,0005% y 0,05%, los aceros obtenidos encuentran
una aplicación privilegiada en el campo del embutido, cuando los
mismos han sido laminados en frío y contienen de preferencia a lo
máximo 1,8% de cobre (las razones serán vistas más adelante).
Un contenido en carbono del orden de 0,02% es
típico de los aceros de la invención, excepto aceros de muy alta
resistencia laminados al calor o en frío.
El contenido de cobre del acero está comprendido
entre 0,5 y 10%, de preferencia entre 1 y 10%.
Por debajo de 0,5%, el cobre no tiene efecto
endurecedor por precipitación o, más exactamente, la fuerza motriz
de precipitación es demasiado pobre para obtener un endurecimiento
de precipitación en condiciones de tiempo y de temperatura
razonables en la perspectiva de una aplicación industrial.
Prácticamente, es preferible tener al menos 1% de cobre en el acero
para aprovechar su efecto endurecedor.
Cuando se elabora un acero destinado a formar
bandas laminadas al calor, no hay limitación metalúrgica al
contenido de cobre, si se respetan las condiciones de velocidad de
enfriamiento y de temperatura de final de enfriamiento de la banda
delgada después de su colada. Es necesario que el enfriamiento
comience en el campo 100% austenítico (el campo
\gamma-Fe de la figura 1a) y que el mismo sea
suficientemente rápido para conservar la totalidad del cobre en
solución sólida. La limitación es por lo tanto tecnológica. Se puede
por ejemplo considerar que el contenido en cobre (2,9%) o la
temperatura de aparición de la ferrita es la más baja
(aproximadamente 840ºC, ver la fig. 1) y para la cual la velocidad
crítica de enfriamiento más allá de la cual el cobre permanece en
solución sólida es también fácilmente accesible (para este contenido
de cobre es de aproximadamente 350ºC/s). Un aumento del contenido
de cobre necesita una elevación de la velocidad de enfriamiento y
de la temperatura al final del laminado. La temperatura al final del
laminado está condicionada por el límite de solubilidad del cobre
en la austenita. Pero contenidos del orden de 4% de cobre, que
imponen laminar al calor por encima de 1000ºC y enfriar
seguidamente la banda a más de 2500ºC/s, son también accesibles por
la tecnología de colada de bandas delgadas, a condición de imponer
una baja velocidad de desfile del producto caliente, del orden de
algunos m/s.
Cuando se elabora un acero destinado a formar
bandas laminadas en frío, se debe proceder a un tratamiento de
re-cristalización de la chapa laminada en frío. Dos
variantes pueden ser seleccionadas para este efecto.
Según la primera variante, se selecciona
disociar el tratamiento de re-cristalización del
tratamiento de precipitación (caso de las chapas laminadas en frío
de alta resistencia por embutido). A la temperatura de
re-cristalización, el cobre debe estar totalmente
en solución sólida en el campo ferrítico monofasado. El contenido
máximo de cobre es entonces dado por el límite de solubilidad del
cobre en la ferrita a la temperatura de
re-cristalización considerada. Esta es a lo máximo
de 1,8% a la temperatura de re-cristalización máxima
admisible de 840ºC (ver la figura 1b).
Según la segunda variante, se selecciona acoplar
el tratamiento de re-cristalización y el tratamiento
de precipitación (caso de las chapas laminadas en frío de alta
resistencia). Contenidos muy elevados de cobre, hasta 10%, son
tolerables si se procede a un recocido base. Sin embargo, el óptimo
de re-cristalización puede no coincidir con el
óptimo de precipitación, y los parámetros del tratamiento deben
entonces ser seleccionados de manera de realizar el mejor
compromiso para la aplicación prevista.
Típicamente, contenidos de cobre del orden de 3%
y 1,8% según las aplicaciones pueden ser recomendados.
El contenido en manganeso debe ser mantenido
inferior o igual a 2%. Como el carbono, el manganeso tiene un
efecto endurecedor. Además éste es gammágeno, por lo tanto disminuye
la solubilidad del cobre en la ferrita reduciendo la extensión del
campo ferrítico. Típicamente, se recomienda un
\hbox{contenido
en manganeso del orden de 0,3%.}
El contenido en silicio puede ir hasta 5%, sin
que un contenido mínimo sea impuesto de manera imperativa. Su
carácter alfágeno lo hace sin embargo ventajoso, ya que permite
permanecer en el campo ferrítico incluso con los contenidos de
cobre privilegiados de 1,8, incluso 3% de los aceros de la
invención. Se recomienda ajustar la relación Mn/Si a un valor
preferentemente superior a 3, para controlar, durante la
transformación \delta \rightarrow \gamma, la transferencia de
rugosidad de la superficie de los cilindros sobre las películas
solidificadas y la regularidad de enganche de las películas
solidificadas, a fin de evitar la formación de calados sobre la
banda en el curso de la solidificación y del enfriamiento. A este
efecto, es igualmente recomendado (como es conocido) efectuar la
colada utilizando superficies de colada rugosas y un gas inerte que
contiene nitrógeno, que es soluble en el acero líquido, de manera
de darse la posibilidad de ajustar favorablemente las
transferencias térmicas entre el acero y las superficies de colada.
El contenido máximo de Si de 5% es impuesto por la facilidad de
realización y de colada del matiz del acero. Típicamente, se
recomienda un contenido del orden de 0,05%.
El niobio y el titanio pueden, de preferencia
pero no obligatoriamente, estar presentes en contenidos que van
hasta 0,5% cada uno. Estos producen carburos favorables para el
control de la textura, y cuando estos están estequiométricamente
por debajo con relación al carbono, aumentan la temperatura Ac_{1}
del acero, y por lo tanto la solubilidad del cobre en la ferrita.
Típicamente, cada uno de esos elementos puede estar presente en un
contenido de 0,05% aproximadamente.
El contenido en níquel puede ir hasta 5%, este
elemento siendo solamente opcional. El níquel es a menudo adicionado
en los aceros al cobre para luchar contra la fisura al calor. Su
acción es doble. Por una parte, aumentando la solubilidad del cobre
en la austenita, el níquel retarda la segregación del cobre en la
interfase metal-óxido. Por otra parte, como es miscible al cobre en
cualquier proporción, el níquel aumenta el punto de fusión de la
fase que segrega. Se considera habitualmente que una adición de
níquel del orden de aquel del cobre es suficiente para impedir la
fisura al calor. El enfriamiento rápido y la inercia después de la
colada del procedimiento según la invención impiden la fisura al
calor, lo que disminuye el interés de una adición de níquel con ese
objetivo en vista. Se puede sin embargo prever la adición de níquel
para facilitar el laminado al calor.
El contenido de aluminio puede ir hasta 2% sin
deteriorar las propiedades del acero, pero este elemento no está
obligatoriamente presente. No obstante es ventajoso por su rol
alfágeno comparable con aquel del silicio. Típicamente, el aluminio
está presente en un contenido de 0,05% aproximadamente.
Los otros elementos químicos están presentes a
título de elementos residuales, con contenidos que resultan de la
elaboración del acero según los procedimientos clásicos. En
particular, el contenido de estaño es inferior a 0,03%, el
contenido de nitrógeno es inferior a 0,02%, el contenido de azufre
inferior a 0,05%, el contenido de fósforo inferior a 0,05%.
El acero líquido cuya composición acaba de ser
expuesta es seguidamente colado en continuo directamente bajo la
forma de banda delgada de espesor inferior o igual a 10mm. A este
efecto, el acero es típicamente colado en una lingotera sin fondo,
donde el espacio de colada es limitado por las paredes laterales
enfriadas interiormente de dos cilindros en rotación en sentido
contrarios, y por dos paredes laterales en material refractario
enchapado contra los extremos planos de los cilindros. Este
procedimiento es hoy en día bien conocido en la literatura (el
mismo es descrito en EP-A-0 641 867
específicamente), y no se hablará más del mismo. Sería también
considerable utilizar un procedimiento de colada por solidificación
del acero en un cilindro único, que daría acceso a bandas más finas
que la colada entre dos cilindros.
A fin de evitar los problemas de agrietamiento
de la superficie de la banda unidos a la infiltración
inter-granular del cobre líquido en el acero bajo
la calamina cuando la temperatura de la banda sobrepasa la
temperatura de fusión de la fase rica en cobre, o sea 1000ºC
aproximadamente, es necesario seguidamente:
- enfriar rápidamente la banda que acaba de ser
colada, por ejemplo por aspersión de agua o de una mezcla
agua/aire, de manera de llevarla por debajo de 1000ºC antes que un
enriquecimiento en cobre se produzca en la interfase
metal-calamina; se considera que este objetivo es
alcanzado para una velocidad de enfriamiento de 25ºC/s cuando la
banda tiene un contenido de 3% en cobre;
- eventualmente impedir la oxidación del hierro
manteniendo la banda en una atmósfera no oxidante, al menos hasta
que la misma alcance una temperatura inferior a 1000ºC; esto puede
ser realizado clásicamente haciendo pasar la banda por un recinto
cuya atmósfera es pobre en oxígeno (menos de 5%) y está constituida
esencialmente por un gas neutro, argón o nitrógeno; la presencia de
un gas reductor tal como el hidrógeno es igualmente
considerable.
Estas dos soluciones pueden ser combinadas,
siendo utilizadas simultáneamente o en sucesión.
La banda sufre a continuación un laminado al
calor. Este puede ser realizado en una instalación separada de la
instalación de colada, después de un recalentamiento de la banda a
una temperatura que no sobrepasa 1000ºC para evitar el
agrietamiento (a menos que no se realice ese recalentamiento en
atmósfera no oxidante). Pero es preferible, por razones económicas,
realizar ese laminado al calor en línea, es decir en la misma
instalación que la colada de la banda, colocando una o varias
jaulas de laminado sobre el trayecto de la banda. Un laminado en
línea permite igualmente pasarse de una secuencia de operaciones de
bobinado/des-bobinado/recalentamiento entre la
colada y el laminado al calor, que puede presentar riesgos
metalúrgicos: fisura superficial, e incrustación de calamina en el
bobinado específicamente.
Ese laminado al calor es realizado, con una tasa
de reducción de al menos 10%, en un paso o más. Este tiene
esencialmente tres funciones.
En primer lugar, la
re-cristalización que este provoca suprime la
estructura de solidificación, que es desfavorable a la conformación
de la chapa. Por otra parte, esta re-cristalización
conduce a un afinamiento del grano que es necesario para el
mejoramiento simultáneo de las propiedades de resistencia y de
tenacidad de la banda, si la misma está destinada a ser utilizada
en el estado de chapa laminada al calor.
En segundo lugar, este vuelve a cerrar las
porosidades que han podido ser formadas en el corazón de la banda
durante la solidificación, y que serían igualmente nefastas durante
la conformación.
Además, este garantiza el respecto de las
especificaciones dimensionales de la banda concernientes a su
planidad su combado, su simetría.
En fin, este mejora el aspecto de superficie de
la banda.
La temperatura al final del laminado debe ser
tal que el cobre esté todavía en ese estado en solución sólida en
la ferrita y/o la austenita. En efecto, la precipitación del cobre
antes del final del laminado no permitiría obtener el máximo de
endurecimiento. Ese máximo es del orden de 300 MPa por 1% de cobre,
cuando las condiciones de precipitación son bien dominadas. Esta
temperatura al final del laminado a respetar depende por lo tanto
de la composición del acero, específicamente de sus contenidos de
cobre y de carbono.
Se considera así que para los altos contenidos
en cobre de aproximadamente 7% y más, la temperatura al final del
laminado debe ser superior a 1094ºC, esta temperatura siendo
aproximadamente la temperatura de la meseta peritéctica que
presenta el diagrama de fases Fe-Cu representado en
la figura 1a, para contenidos de carbono muy bajos. Esto implica
igualmente que el laminado al calor sea efectuado en una atmósfera
no oxidante, y que si se procede a un enfriamiento de la banda
inmediatamente después de su solidificación, ese enfriamiento sea
interrumpido a una temperatura suficientemente elevada para permitir
a continuación un laminado al calor de la banda en condiciones que
implican una temperatura de final del laminado superior a
1094ºC.
Entre 2,9 y 7% de cobre, la temperatura al final
del laminado debe ser superior al límite de solubilidad del cobre
en la austenita, tal como es dado por el diagrama de fases
Fe-Cu, para el contenido de carbono considerado. A
título indicativo, para un contenido de carbono muy bajo, esta
temperatura T estaría dada por
T(K) =
\frac{3093}{3.186 - log_{10}\
Cu(%)}
Entre 2,9 y 1,8% de cobre, la temperatura de
final del laminado debe ser superior a 840ºC para los contenidos de
carbono muy bajos, esta temperatura correspondiendo a la meseta
eutectoide (ver fig. 1 b).
Por debajo de 1,8% de cobre, la temperatura al
final del laminado debe ser superior al límite de solubilidad del
cobre en la ferrita, tal como es dado por el diagrama de fases
Fe-Cu para un contenido de carbono considerado. A
título indicativo, para un contenido de carbono muy bajo, esta
temperatura T estaría dada por
T(K) =
\frac{3351}{3.279 - log_{10}\
Cu(%)}
para el hierro \alpha
paramagnético (entre 840ºC y la temperatura de Curie de 759ºC para
un contenido de cobre de 1,08 a 1,8%), y
por
T(K) =
\frac{4627}{4.495 - log_{10}\
Cu(%)}
para el hierro \alpha
ferromagnético (entre 690ºC y 759ºC, para un contenido de cobre de
0,5 a
1,08%).
No obstante es necesario hacer notar que los
valores numéricos aquí arriba son dados solamente a título
indicativo, ya que éstos varían ligeramente según los autores.
Cuando el contenido de carbono del acero
aumenta, las cifras de aquí arriba son igualmente modificadas, ya
que el carbono tiene un efecto gammágeno, como se observa en el
extracto del diagrama de fase Fe-Cu de la figura 2,
establecido para un contenido de carbono de 2%. La temperatura de la
meseta eutectoide se encuentra allí disminuida con relación al caso
de los contenidos de carbono muy bajos, y se sitúa a menudo por
debajo de 800ºC. Se puede entonces permitir bajar la temperatura al
final del laminado con relación a los casos precedentemente
descritos. Para esos aceros relativamente ricos en carbono, se
obtiene, además, un endurecimiento estructural por la acción de los
constituyentes del temple que precipitan, tales como la bainita o la
martensita, que se acaba de adicionar al endurecimiento unido a la
precipitación del cobre.
Teniendo en cuenta lo que se acaba de decir, se
deduce que no es posible definir cuantitativamente de forma simple
y muy precisa el valor de la temperatura de final del laminado
mínima del procedimiento según la invención. Lo que es cierto, es
que esta temperatura al final del laminado no debe ser inferior a la
temperatura para la cual, teniendo en cuenta la composición del
acero, se observaría una precipitación del cobre. La determinación
de esta temperatura para una composición de acero dada puede ser
efectuada por medio de experiencias corrientes de los metalúrgicos,
en el caso cuando una medición de esta temperatura no estaría
disponible en la literatura.
Después del laminado al calor, la banda sufre un
nuevo enfriamiento forzado. Ese enfriamiento tiene varias
funciones:
- si la temperatura al final del laminado es
superior a 1000ºC (lo que, se ha visto, es deseable principalmente
para los aceros con contenido de cobre muy elevado), ese
enfriamiento garantiza que entre la temperatura de final del
laminado y 1000ºC no haya oxidación significativa del hierro, y que
no se constate agrietamiento sobre la banda;
- y sobre todo, permite mantener el cobre en
solución sólida sobresaturada en la austenita y/o la ferrita; esta
condición es importante para aprovechar al máximo el efecto de
endurecimiento por precipitación del cobre.
Para contenidos de cobre de 3% y menos, se
admite que el mantenimiento del cobre en solución sólida sea
generalmente realizado si, durante todo el tiempo que la banda pasa
en desfile, sin ser bobinada, la velocidad de enfriamiento V de la
banda es tal que
(1)V \geq
e^{1.98\ (%cu) -
0.08}
con V en ºC/s y %Cu en %
ponderales.
Para un contenido de cobre de 1%, V deber ser
por lo tanto superior o igual a 7ºC/s, lo que es escasamente
accesible. Para un contenido de cobre de 3%, V debe ser superior o
igual a 350ºC/s. Esta velocidad elevada es sin embargo accesible en
una instalación de colada de bandas delgadas.
Para los contenidos de cobre superiores a 3%, la
fórmula de aquí arriba no es más válida, y un control experimental
de los resultados del enfriamiento debe ser efectuado para verificar
que el mismo ha sido suficiente para obtener el mantenimiento del
cobre en solución sólida sobresaturada.
El bobinado de la banda tiene lugar a
continuación. Se puede aprovechar el período en que la banda reposa
en el estado de bobina para proceder a un revenido de precipitación
del cobre que provoque el endurecimiento del acero. La dureza del
acero HV obtenido depende de la composición del acero, pero también
de la duración del reposo de la banda bajo forma de bobina y de la
temperatura de bobinado, sabiendo que, en la práctica, una bobina
permanece aproximadamente 1h en su temperatura de bobinado antes de
enfriarse a una velocidad de aproximadamente 10 a 20ºC/h. Se
constata que la curva HV = f(t) presenta un máximo HV_{máx}
por una duración dada t_{HVmáx}, más allá de la cual la dureza
disminuye. Se puede por lo tanto aconsejar enfriar la banda
bobinada (o des-bobinarla) desde que t_{HVmáx} ha
sido alcanzada.
La experiencia muestra que t_{HVmáx} está dada
por la ecuación:
(2)t_{HVmax} =
\frac{8 \cdot 10^{-8}}{(%Cu)^{3}} e\
\frac{14343}{T}
con t_{HVmáx} en h, %Cu en %
ponderales y T en
K.
Se puede así seleccionar, para un contenido de
cobre dado, las combinaciones (t_{HV}, T) preferenciales
compatibles con la herramienta industrial utilizada. En el caso
donde se selecciona efectuar un revenido durante el bobinado,
t_{HV} es impuesta (superior a 1 h); solo se puede entonces jugar
con la temperatura de bobinado.
Por otra parte, el valor de la dureza máxima que
se puede obtener aumenta cuando la temperatura del revenido de
precipitación disminuye, a condición de que se deje la banda
bastante tiempo para llegar a esa dureza máxima.
Por otra parte, la selección de la temperatura
de bobinado de la banda y la selección de las operaciones
posteriores dependen del tipo de producto que se desea
fabricar.
Como se ha dicho, es posible fabricar tales
laminados al calor según el procedimiento de la invención. Dos
modos de operación son considerables.
Según un primer modo de operación, se efectúa el
bobinado de la banda después del laminado al calor a una
temperatura elevada, por ejemplo aquella (calculada en función del
contenido de cobre según la formula (2) precedente) que permite
alcanzar la dureza máxima en 1 h (duración a partir de la cual, como
se ha dicho, la temperatura de la bobina comienza habitualmente a
decrecer). El período durante el cual la banda sufre un reposo a
alta temperatura es por lo tanto la fase inicial de su reposo bajo
forma de bobina a continuación del enfriamiento rápido.
En el caso de los aceros cuyo contenido de
carbono está comprendido entre 0,1 y 1%, una condición suplementaria
a la temperatura de bobinado es que la misma se situé por encima de
la temperatura M_{S} de inicio de la transformación martensítica.
En efecto, la formación de la martensita podría provocar la
aparición de calados durante el des-bobinado.
M_{S} está dado por la fórmula clásica llamada "fórmula de
Andrews":
M_{S}\ (^{o}C)
= 539-423\ C% - 30.4\ Mn% - 17.7\ Ni% - 12.1\ Cr% -
11\ Si% - 7\
Mo%
donde los contenidos de los
diversos elementos son expresados en %
ponderales.
Para los aceros cuyo contenido de carbono está
comprendido entre 0,0005 y 0,1%, no es necesario tomar el M_{S}
en cuenta. En su caso M_{S} es del orden de 400 a 500ºC, lo que es
elevado y, lo más común, por encima de la temperatura de bobinado
que sería fácilmente accesible en la instalación. Pero aquí no hay
inconveniente en bobinar por debajo de M_{S} porque:
- ya sea, en el curso del enfriamiento, se habrá
formado la bainita (los aceros de bajo contenido en carbono no son
"templables"), lo que impide la formación de la martensita;
- ya sea que se forma efectivamente la
martensita; pero como el contenido de carbono es bajo, la cantidad
de martensita formada es reducida y no provoca incidentes en el
des-bobinado.
Después del enfriamiento completo de la bobina
(que, según las necesidades, puede efectuarse de forma enteramente
natural o ser ejecutado de manera forzada después del transcurso del
tiempo necesario para la obtención de la dureza deseada), la chapa
laminada al calor está lista para el empleo.
Sin embargo, es necesario saber que las tasas de
germinación de los precipitados de cobre es una función exponencial
creciente del grado de enfriamiento de la banda. En esas
condiciones, es aconsejado, para obtener un efecto de
endurecimiento por precipitación máximo, acabar la fase de
germinación a una temperatura inferior a aquella a la cual se
efectuará el crecimiento de los granos. Se puede por lo tanto
proponer un segundo modo de operación para la fabricación de bandas
laminadas al calor. Según este segundo modo de operación, se procede
al bobinado de la banda a una temperatura suficientemente baja para
que, durante el enfriamiento natural de la bobina, no se produzca
precipitación del cobre, el mismo permaneciendo en solución sólida
sobresaturada. Se estima que una temperatura de bobinado inferior a
300ºC es suficiente a este efecto. No hay aquí inconveniente en
bobinar la banda en el campo de transformación martensítica. En
efecto, la banda (siempre bobinada, al menos en el caso donde el
bobinado ha tenido lugar por debajo de M_{S}) sufre a continuación
un tratamiento térmico de revenido entre 400 y 700ºC que permite
hacer desaparecer la martensita. Pero el papel principal de ese
revenido es hacer precipitar el cobre, de manera de obtener las
propiedades deseadas para la chapa al calor. Los parámetros de ese
tratamiento (temperatura y duración) pueden ser determinados por
medio de la ecuación (2) precedentemente dada.
En el caso donde se desea producir chapas
laminadas en frío según el procedimiento de la invención, la
temperatura de bobinado debe ser superior a M_{S} para los aceros
cuyo contenido de carbono está comprendido entre 0,1 y 1%, ya que
no hay tratamiento térmico que permitiría eliminar la martensita
entre el bobinado y el des-bobinado que precede al
laminado en frío. Pero la temperatura de bobinado debe igualmente en
todos los casos ser inferior a 300ºC para que el laminado en frío y
el recocido de re-cristalización que sigue tengan
lugar en un acero donde el cobre se encuentra en solución sólida
sobresaturada.
En el caso donde se desea fabricar chapas
laminadas en frío de muy alta resistencia que pueden contener
contenidos de cobre y de carbono elevados (0,1 a 1% de C), o chapas
laminadas en frío de alta resistencia y fácilmente soldables, para
las cuales un contenido de carbono relativamente bajo es exigido
(001 a 0,2%), se pueden proponer diferentes variantes de modo de
operación, según si se desea utilizar una instalación de recocido en
continuo o una instalación de recocido base para realizar el
tratamiento térmico de revenido de precipitación.
En todos los casos, se procede primero al
laminado en frío (típicamente a una tasa de reducción de 40 a 80% y
una temperatura ambiente) de la banda donde el cobre está en
solución sólida sobresaturada y luego a un recocido de
re-cristalización efectuado en el campo de las
temperaturas elevadas donde el cobre está igualmente en solución
sólida en la ferrita y/o la austenita. Se ha visto ya a propósito de
la selección de la temperatura al final del laminado al calor que
estas pudieran ser las condiciones adaptadas a este efecto, en
función del contenido de cobre de la banda.
La duración de ese recocido de
re-cristalización depende de la capacidad de haber
previamente conservado el cobre en solución sólida. En efecto a la
temperatura de re-cristalización de 840ºC donde se
puede reponer hasta 1,8% de cobre en solución sólida, el
crecimiento de los granos puede ser excesivo. Si el cobre está ya
en solución sólida antes de la re-cristalización, el
tiempo de recocido es fijado no por la cinética de disolución de
los precipitados de cobre, sino por la cinética de crecimiento de
los granos. La disolución del cobre antes de la
re-cristalización facilita por lo tanto la
optimización de la textura, y esta situación es la más ventajosa
para el metalúrgico. En función del estado en el cual se encuentra
el cobre (integralmente en solución o parcialmente precipitado), el
recocido de re-cristalización, si es efectuado a
840ºC, tiene una duración que puede variar de 20 s a 5 min. El
mismo puede ventajosamente ser ejecutado en una instalación de
recocido compacta dando acceso en poco tiempo a temperaturas
elevadas que permiten reponer en solución fuertes cantidades de
cobre.
Después del recocido de
re-cristalización, se efectúa el revenido de
precipitación. Esas dos operaciones son separadas por una etapa de
enfriamiento rápido, destinada a conservar el cobre en solución
sólida. Ese enfriamiento debe entonces obedecer a la ecuación (1)
precedentemente citada.
Si para el revenido de precipitación se utiliza
una instalación de recocido continua (de preferencia encadenada
directamente con la instalación de recocido compacta que sirve para
realizar el recocido de re-cristalización), para el
cual solo se dispone de poco tiempo para alcanzar la dureza máxima
HV_{máx} de la banda (ver la ecuación (2) para su cálculo), es
necesario ejecutar ese revenido a una temperatura relativamente
elevada (600-700ºC). Esto limita la amplitud del
endurecimiento por precipitación obtenido, ya que el endurecimiento,
como se ha dicho, es tanto más importante si el revenido es
efectuado a temperatura más baja.
Es por esto que, cuando muy altos niveles de
resistencia son buscados, es preferible realizar el revenido de
precipitación a relativamente baja temperatura (400 a 700ºC), pero
durante un duración prolongada determinada, de preferencia, por la
ecuación (2) precedente, en una instalación de recocido base donde
la banda reposa en el estado de bobina. En ese caso, el
enfriamiento rápido que sigue al tratamiento debe llevar la banda a
menos de 300ºC para conservar el cobre en solución sólida
sobresaturada.
La utilización de una hilera de "recocido
compacta seguido de un enfriamiento muy rápido (fácilmente
accesible en ese tipo de instalación) - recocido base" se revela
particularmente ventajoso para obtener aceros de fuerte contenido
en cobre, teniendo un gran capacidad para ser endurecidos por
precipitación y, por consiguiente, una resistencia final muy
elevada. Esta hilera es sin embargo relativamente larga debido al
hecho de la presencia del recocido base.
En una variante, como se ha dicho, es posible
acoplar las dos operaciones de re-cristalización y
de precipitación en el curso de un recocido base efectuado a
400-700ºC durante una duración que puede ser
determinada por la ecuación (2) precedente, sin recocido de
re-cristalización previo, por lo tanto directamente
después del laminado en frío. Esta forma de proceder se dirige más
particularmente a los aceros más cargados en cobre (hasta 10%). En
algunos casos, los parámetros del tratamiento deberán ser
seleccionados para obtener el mejor compromiso posible entre las
exigencias concernientes a la re-cristalización y
las exigencias concernientes a la precipitación del cobre.
En el caso donde se desea fabricar una chapa
laminada en frío de acero de bajo carbono (menos de 0,05%) y de
buena capacidad de embutido, se propone un modo de operación que
comprende, como precedentemente un laminado en frío (típicamente a
una taza de reducción de 40 a 80% y a temperatura ambiente)
efectuado sobre la banda donde el cobre está en solución sólida
sobresaturada, un recocido de re-cristalización y un
revenido de precipitación.
Para que la chapa conserve buenas propiedades de
embutido, la re-cristalización debe efectuarse en el
campo ferrítico y no debe permitir que el cobre precipite. La
temperatura de re-cristalización es entonces
determinada por el límite de solubilidad del cobre en la ferrita
tal como se ha visto más arriba. Prácticamente, se puede recomendar
realizar el recocido de re-cristalización a la
temperatura eutectoide (del orden de 840ºC para los aceros al cobre
de bajo carbono), allí donde la solubilidad del cobre en la ferrita
es máxima (1,8%).
Es necesario evitar un crecimiento exagerado del
grano ferrítico durante el recocido de
re-cristalización. Puede igualmente ser necesario
elevar la temperatura Ac_{1} del acero para que la puesta en
solución completa del cobre pueda ser efectuada en fase ferrítica
en el caso donde el enfriamiento después del laminado al calor no
tenga permiso de conservarlo integralmente en sobresaturación. La
adición de titanio o de niobio permite satisfacer esas dos
exigencias. Esos elementos tienen también un efecto favorable sobre
la textura de re-cristalización por captura del
carbono y del nitrógeno específicamente.
Como es clásico, la banda laminada al calor o al
frío puede sufrir un tratamiento final en un laminador en frío
(skin-pass) para conferirle su estado de superficie
y su planidad definitivas y ajustar sus propiedades mecánicas.
En fin, si la realización de la chapa obtenida a
partir de las bandas de la invención demanda una capacidad de
embutido muy elevada, es posible realizarla antes del revenido de
precipitación, que es entonces efectuado no más sobre la banda
bruta sino sobre el producto embutido.
Gracias al procedimiento según la invención, es
posible fabricar chapas de muy alta resistencia no necesariamente
producidas a partir de fuente líquida, lo que las hace
económicas.
Otra ventaja de esas chapas es que la presencia
de cobre en proporción importante las hace menos sensibles a la
corrosión atmosférica, y puede por lo tanto permitir abstenerse del
revestimiento anticorrosivo.
En lo que concierne a las propiedades mecánicas
accesibles por el procedimiento según la invención:
- las chapas laminadas al calor o en frío que
contienen hasta 10% de cobre y 0,1 a 1% de carbono pueden tener
resistencias muy superiores a 1000 MPa; las chapas laminadas al
calor o en frío teniendo contenidos en carbono menores tienen
resistencias menos elevadas, pero que son siempre superiores a 1000
MPa, y estas presentan una buena capacidad de soldadura que hace
posible cualquier empleo específicamente en la industria
automóvil;
- las chapas laminadas en frío que contienen
hasta 1,8% de cobre y 0,05% de carbono presentan una resistencia
del orden de 700 a 900 MPa y un alargamiento a la ruptura de 15 a
30%, por lo tanto una muy buena capacidad de embutido.
Claims (18)
1. Procedimiento de fabricación de un producto
siderúrgico en acero al carbono rico en cobre, según el cual:
- se elabora un acero líquido que tiene la
composición, expresada en porcentajes ponderales:
- \text{*}
- 0,0005% \leq C \leq 1%
- \text{*}
- 0,5 \leq Cu \leq 10%
- \text{*}
- 0 \leq Mn \leq 2%
- \text{*}
- 0 \leq Si \leq 5%
- \text{*}
- 0 \leq Ti \leq 0,5%
- \text{*}
- 0 \leq Nb \leq 0,5%
- \text{*}
- 0 \leq Ni \leq 5%
- \text{*}
- 0 \leq Al \leq 2%
el resto siendo hierro e impurezas
resultantes de la
elaboración;
- se cuela este acero líquido directamente bajo
forma de una banda delgada de espesor inferior o igual a 10 mm;
- se enfría rápidamente la banda hasta una
temperatura inferior o igual a 1000ºC por aspersión de agua o de
una mezcla agua aire;
- se hace sufrir la banda delgada a un laminado
al calor a un tasa de reducción de al menos 10%, la temperatura al
final del laminado siendo tal que a esta temperatura, todo el cobre
se encuentra aún en solución sólida en la matriz de ferrita y/o de
austenita;
- se hace seguidamente sufrir a la banda una
etapa de enfriamiento forzado de manera de mantener el cobre en
solución sólida sobresaturada en la matriz de ferrita y/o de
austenita;
- y se bobina la banda así enfriada.
2. Procedimiento según la reivindicación 1,
caracterizado porque la relación Mn/Si es superior o igual a
3.
3. Procedimiento según la reivindicación 1 o 2,
caracterizado porque se realiza la colada de la banda delgada
en una instalación de colada entre dos cilindros enfriados
interiormente que giran en sentido contrarios.
4. Procedimiento según una de las
reivindicaciones 1 a 3, caracterizado porque el laminado al
calor de la banda es realizado en línea con la colada de la
banda.
5. Procedimiento según una de las
reivindicaciones 1 a 4, caracterizado porque la velocidad V
de enfriamiento forzado que sigue al laminado al calor es tal
que
V \geq
e^{1.98\ (%cu) -
0.08}
con V expresado en ºC/s y %Cu en %
ponderales.
6. Procedimiento según una de las
reivindicaciones 1 a 5, caracterizado porque el contenido de
carbono del acero está comprendido entre 0,1 y 1% y porque el
bobinado de la banda es efectuado a una temperatura superior a la
temperatura M_{S} de inicio de la transformación martensítica.
7. Procedimiento según una de las
reivindicaciones 1 a 5, caracterizado porque el bobinado de
la banda es efectuado a menos de 300ºC, y porque la banda sufre a
continuación un tratamiento térmico de precipitación del cobre
entre 400 y 700ºC.
8. Procedimiento según la reivindicación 7,
caracterizado porque el contenido de carbono del acero está
comprendido entre 0,1 y 1% y porque la banda sufre el tratamiento
térmico de precipitación sin des-bobinado
previo.
9. Procedimiento según una de las
reivindicaciones 1 a 5, caracterizado porque el bobinado de
la banda es efectuado a una temperatura a la vez superior a la
temperatura M_{S} de inicio de la transformación martensítica e
inferior a 300ºC, y porque se efectúa a continuación un laminado en
frío, un recocido de re-cristalización en un campo
de temperatura donde el cobre está en solución sólida sobresaturada,
un enfriamiento forzado manteniendo el cobre en solución sólida, y
un revenido de precipitación.
10. Procedimiento según la reivindicación 9,
caracterizado porque dicho revenido de precipitación es
efectuado entre 600 y 700ºC en una instalación de recocido
continuo.
11. Procedimiento según la reivindicación 9,
caracterizado porque dicho revenido de precipitación es
efectuado entre 400 y 700ºC en una instalación de recocido
base.
12. Procedimiento según una de las
reivindicaciones 1 a 5, caracterizado porque el bobinado de
la banda es efectuado a una temperatura a la vez superior a la
temperatura M_{S} de inicio de la transformación martensítica e
inferior a 300ºC, y porque se efectúa a continuación un laminado en
frío y un recocido base entre 400 y 700ºC que sirve a la vez de
recocido de re-cristalización y de revenido de
precipitación.
13. Procedimiento según una de las
reivindicaciones 9 a 12, caracterizado porque el contenido de
carbono del acero está comprendido entre 0,1 y 1%.
14. Procedimiento según una de las
reivindicaciones 9 a 12, caracterizado porque el contenido de
carbono del acero está comprendido entre 0,01 y 0,2%.
15. Procedimiento según una de las
reivindicaciones 9 a 12, caracterizado porque el contenido de
carbono del acero está comprendido entre 0,0005% y 0,05% y porque
su contenido de cobre está comprendido entre 0,5 y 1,8%.
16. Procedimiento según la reivindicación 15,
caracterizado porque previamente al revenido de
precipitación, se corta la banda para formar una chapa que se
conforma por embutido, y porque el revenido de precipitación es
efectuado sobre la chapa embutida.
17. Procedimiento según una de las
reivindicaciones 1 a 15, caracterizado porque se procede a un
tratamiento final de la banda en un laminador en frío.
18. Producto siderúrgico caracterizado
porque el mismo ha sido obtenido por un procedimiento según una de
las reivindicaciones 1 a 17.
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|---|---|---|---|---|
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