ES2932501T3 - Acero endurecido a presión con propiedades a medida tras un novedoso tratamiento térmico - Google Patents

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Abstract

Se crea una pieza en bruto soldada a medida formando una pieza en bruto a partir de un acero de composición A y un acero de composición B y soldando dichos dos aceros juntos, calentando dicha pieza en bruto soldada a una temperatura superior a la temperatura Ac1 asociada con el acero de composición A, transfiriendo dicho blanco a una matriz de formación, y luego enfriar dicho blanco a una temperatura entre la temperatura de inicio de martensita y la temperatura de acabado de martensita del acero de composición B y mantener dicho blanco a esa temperatura o a una temperatura más alta, enfriando dicho blanco a temperatura ambiente. La pieza en bruto soldada a medida comprende la aleación A y la aleación B, en la que la aleación A comprende 0,10 - 0,50 % en peso de C, 0,1 - 0,5 % en peso de Si, 2,0 - 8,0 % en peso de Mn, 0 - 6,0 % en peso de Cr, 0,0 - 2 % en peso de Mo , y 0,0 - 0,005 % en peso de B y en el que la aleación B comprende 0,06 - 0,12 % en peso de C, 0,1 - 0,25 % en peso de Si, 1,65 - 2,42 % en peso de Mn, 0,0 - 0. (Traducción automática con Google Translate, sin valor legal)

Description

DESCRIPCIÓN
Acero endurecido a presión con propiedades a medida tras un novedoso tratamiento térmico
Antecedentes
Esta solicitud reivindica la prioridad de la solicitud de patente provisional de EE. UU. n.° 62/580.662 titulada "Press Hardened Steel with Tailored Properties After Novel Thermal Treatment", presentada el 2 de noviembre de 2017. Los aceros endurecidos a presión se producen a través de un proceso de estampación en caliente en el que el acero se deforma a altas temperaturas a las que la austenita es estable y, a continuación, se templa en la matriz de estampación a velocidades de enfriamiento suficientes para que se forme martensita. Estos aceros normalmente se utilizan en elementos estructurales de aplicaciones automotrices en los que se requiere alta resistencia y alta resistencia a la intrusión. Los aceros endurecidos a presión con propiedades a medida son interesantes debido a que pueden proporcionar una alta resistencia a la intrusión además de una alta absorción de energía como resultado de áreas relativamente duras y blandas en el componente. Las propiedades a medida se pueden obtener mediante el uso de piezas en bruto soldadas a medida, que son piezas en bruto que comprenden dos (o más) láminas de acero de diferente composición o espesor.
Los aceros endurecidos a presión comerciales típicos (por ejemplo, 22MnB5) tienen resistencias máximas a la tracción de aproximadamente 1500 MPa con alargamientos totales de aproximadamente el 6-8 %. Las láminas de acero convencionales endurecidas a presión se pueden unir a un acero con menor capacidad de endurecimiento y que se transforma en una microestructura más blanda (resistencias a la tracción máximas de aproximadamente 700 MPa) tras el endurecimiento a presión. Esta combinación de acero normalmente se denomina pieza en bruto soldada a medida (TWB, Tailor-Welded Blank). Las TWB endurecidas a presión dan lugar a componentes que tienen propiedades a medida con regiones de alta resistencia y alargamiento relativamente bajo en áreas que requieren resistencia a la intrusión, y regiones de menor resistencia y mayor alargamiento en áreas que requieren absorción de energía.
Sumario
El enfriamiento en matriz se puede modificar de modo que una fracción relativamente grande de austenita retenida se mantenga en un acero que comprende la pieza en bruto soldada a medida, mientras que otro acero que comprende la pieza en bruto soldada a medida forme una microestructura predominantemente de martensita después del enfriamiento en matriz. El proceso actual da lugar a una pieza en bruto soldada a medida compuesta de un acero de alta aleación que puede presentar resistencias muy altas tras el endurecimiento a presión (de hasta 2000 MPa) y un acero de aleación inferior que puede presentar resistencias más moderadas (de aproximadamente 900 MPa) y un mayor alargamiento. Esta resistencia más moderada y este mayor alargamiento pueden deberse a la austenita retenida presente en el acero tras el endurecimiento a presión.
Breve descripción de los dibujos
La Fig. 1 muestra un diagrama esquemático de tiempo y temperatura que muestra el perfil térmico después de la estampación en caliente.
Descripción detallada
El presente proceso se puede utilizar con cualquier acero endurecido a presión, aceros formados a presión en caliente, aceros de estampación en caliente o cualquier otro acero que se caliente a una temperatura de austenización, se forme y, a continuación, se temple en una matriz de estampación para lograr las propiedades finales deseadas del componente estampado.
El presente proceso crea una pieza en bruto soldada a medida que comprende un acero de aleación superior (Aleación A) y un acero de aleación inferior (Aleación B). Tras el endurecimiento a presión, la Aleación A forma una microestructura que presenta una resistencia mucho mayor en comparación con la Aleación B.
La Aleación A y la Aleación B se pueden fabricar mediante procesos convencionales de fabricación, desbaste y acabado del acero. En algunas realizaciones, la Aleación A y la Aleación B pueden estar sin revestir o revestidas. En algunas realizaciones, la Aleación A y la Aleación B se unen mediante soldadura láser para formar una pieza en bruto soldada a medida. Durante el endurecimiento a presión, la TWB se calienta hasta temperaturas superiores a la temperatura crítica inferior (Ac1) de la Aleación A, se transfiere a una matriz, se forma y, a continuación, se enfría en la matriz para lograr las propiedades finales deseadas. En algunos casos, la TWB puede calentarse hasta temperaturas superiores a la temperatura crítica superior (Ac3) de la Aleación A, se transfiere a una matriz, se forma y, a continuación, se enfría en la matriz para lograr las propiedades finales deseadas.
En realizaciones de la presente invención, se puede utilizar una práctica convencional de enfriamiento rápido (es decir, templado directo) o una práctica modificada de enfriamiento en matriz, de modo que los aceros se enfríen rápidamente hasta una temperatura de entre las temperaturas inicial y final de la martensita de la Aleación B, y se mantengan a esta temperatura de templado o a una temperatura superior durante tiempos relativamente cortos antes de enfriarse hasta la temperatura ambiente, por ejemplo, el tiempo de mantenimiento puede durar de unos cuantos segundos a menos o igual a 240 segundos. La Figura 1 compara un perfil de enfriamiento de endurecimiento a presión tradicional con el perfil de enfriamiento modificado. El perfil modificado se ha descrito como templado y separación (TyS).
El proceso de TyS se describe como una austenización total o parcial, seguida de un enfriamiento rápido hasta una temperatura de templado específica para transformar parcialmente la austenita en martensita, y a continuación, el mantenimiento a la temperatura de templado o el recalentamiento hasta una temperatura elevada, una temperatura de separación, para permitir que el carbono se difunda fuera de la martensita y dentro de la austenita restante, por tanto, estabilizando la austenita a temperatura ambiente.
La austenización total o parcial se producirá a temperaturas superiores a la temperatura Ac1 , que es la temperatura que corresponde al límite entre el campo de la fase de ferrita cementita y los campos de las fases de austenita ferrita o austenita cementita. Se ha de entender que, en algunas realizaciones, la temperatura también puede incluir temperaturas por encima de la temperatura a la que la ferrita se transforma completamente en austenita (Ac3) (p. ej., la región austenítica de una sola fase).
A continuación, se somete a la lámina de acero a un enfriamiento rápido. El enfriamiento rápido de la lámina de acero es hasta una temperatura por debajo de la temperatura inicial de la martensita (Mi) para la lámina de acero hasta una temperatura de templado predeterminada. Se ha de entender que la velocidad de enfriamiento hasta la Mi puede ser lo suficientemente alta como para transformar al menos parte de la austenita formada previamente en martensita. En otras palabras, la velocidad de enfriamiento puede ser lo suficientemente rápida como para transformar al menos algo de austenita en martensita en lugar de otros constituyentes no martensíticos tales como la ferrita, perlita o bainita, que se transforman a velocidades de enfriamiento relativamente inferiores.
La diferencia entre la temperatura de templado y Mi puede variar dependiendo de la composición individual de la lámina de acero que se utilice. Sin embargo, en muchas realizaciones, la diferencia entre la temperatura de templado y Mi puede ser lo suficientemente alta para formar una cantidad adecuada de martensita que actúe como una fuente de carbono para estabilizar la austenita y evitar la creación de martensita "nueva" excesiva en el enfriamiento final. Adicionalmente, la temperatura de templado puede ser lo suficientemente alta para evitar consumir demasiada austenita durante el templado inicial (p. ej., para evitar un enriquecimiento excesivo en carbono de la austenita mayor que el requerido para estabilizar la austenita para la realización dada) o consumir demasiada austenita mediante transformación.
En muchas realizaciones, la temperatura de templado puede variar de aproximadamente 200 °C a aproximadamente 300 °C, aunque no se requiere dicha limitación. Adicionalmente, se puede calcular la temperatura de templado para una composición de acero dada. Para dicho cálculo, la temperatura de templado corresponde a la austenita retenida que tiene una temperatura Mi igual a la temperatura ambiente después de la separación.
Los métodos para calcular la temperatura de templado son conocidos en la técnica y se describen en J. G. Speer, A. M. Streicher, D. K. Matlock, F. Rizzo y G. Krauss, "Quenching And Partitioning: A Fundamentally New Process to Create High Strength Trip Sheet Microstructures", Austenite Formation and Decomposition, págs. 505-522, 2003; y A. M. Streicher, J. G. J. Speer, D. K. Matlock y B. C. De Cooman, "Quenching and Partitioning Response of a Si-Added TRIP Sheet Steel", en Proceedings of the International Conference on Advanced High Strength Sheet Steels for Automotive Applications, 2004.
La temperatura de templado puede ser suficientemente baja (con respecto a Mi) para formar una cantidad adecuada de martensita que actúe como fuente de carbono para estabilizar la austenita y evitar la creación de martensita "nueva" excesiva en el templado final. Como alternativa, la temperatura de templado puede ser lo suficientemente alta para evitar el consumo excesivo de austenita durante el templado inicial y crear una situación en la que el posible enriquecimiento en carbono de la austenita retenida sea mayor que el que se requiere para la estabilización de la austenita a temperatura ambiente.
En algunas realizaciones, una temperatura de templado adecuada puede corresponder a la austenita retenida que tiene una temperatura Mi igual a la temperatura ambiente tras la separación. Speer y Streicher et al. (referencia anterior) han proporcionado cálculos que brindan pautas para explorar opciones de procesamiento que pueden producir microestructuras deseables. Dichos cálculos suponen una separación completa ideal, y se pueden realizar aplicando la relación de Koistinen-Marburger (KM) dos veces (fm = 1 - e'1-1x10'2(ñf>) - primero hasta el templado inicial a la temperatura de templado y, a continuación, hasta el templado final a la temperatura ambiente (como se describe más adelante). La temperatura Mi en la expresión de KM se puede estimar utilizando fórmulas empíricas basadas en la composición de la austenita (tal como la de la forma modificada de la expresión lineal de Andrew modificada por Mahieu et al. ):
Ecuación 1: Mi(°C) = 539 -423C - 30,4Mn - 7,5Si 30Al
El resultado de los cálculos descritos por Speer et al. puede indicar una temperatura de templado que puede conducir a una cantidad máxima de austenita retenida. Para temperaturas de templado por encima de la temperatura que tiene una cantidad máxima de austenita retenida, hay fracciones significativas de austenita presentes después del templado inicial; sin embargo, no hay suficiente martensita para actuar como fuente de carbono para estabilizar esta austenita. Por lo tanto, para las temperaturas de templado más altas, se forman cantidades crecientes de martensita nueva durante el templado final. Para temperaturas de templado por debajo de la temperatura que tiene una cantidad máxima de austenita retenida, se puede consumir una cantidad insatisfactoria de austenita durante el templado inicial y puede haber una cantidad excesiva de carbono que se puede separar de la martensita.
Una vez alcanzada la temperatura de templado, la temperatura de la lámina de acero se aumenta en relación con la temperatura de templado o se mantiene a la temperatura de templado durante un período de tiempo dado. Concretamente, esta etapa puede denominarse etapa de separación. En dicha etapa, la temperatura de la lámina de acero se mantiene al menos a la temperatura de templado para permitir la difusión del carbono desde la martensita formada durante el enfriamiento rápido y hacia cualquier austenita restante. Dicha difusión puede permitir que la austenita restante sea estable (o metaestable) a temperatura ambiente, mejorando así las propiedades mecánicas de la lámina de acero.
En algunas realizaciones, la lámina de acero puede calentarse por encima de Mi hasta una temperatura de separación relativamente alta y luego mantenerse a la temperatura de separación alta.
Se puede utilizar una variedad de métodos para calentar la lámina de acero durante esta etapa. Solamente a modo de ejemplo, la lámina de acero puede calentarse mediante calentamiento radiante o por convección, calentamiento por inducción, calentamiento con soplete y/o similares. Como alternativa, en otras realizaciones, la lámina de acero se puede calentar, pero a una temperatura de separación inferior, diferente, que esté ligeramente por debajo de Mi. A continuación, la lámina de acero también puede mantenerse a la temperatura de separación inferior durante un determinado período de tiempo. Incluso en una tercera realización alternativa, se puede utilizar otra temperatura de separación alternativa cuando la lámina de acero se mantiene simplemente a la temperatura de templado. Por supuesto, puede utilizarse cualquier otra temperatura de separación adecuada, como resultará evidente para los expertos en la materia a la vista de las enseñanzas del presente documento.
Una vez que la lámina de acero haya alcanzado la temperatura de separación deseada, la lámina de acero se mantiene a la temperatura de separación deseada durante un tiempo suficiente para permitir la separación del carbono de martensita a austenita. A continuación, la lámina de acero puede enfriarse hasta la temperatura ambiente.
El proceso de templado y separación se describe en la solicitud de patente de EE. UU. con número de serie 14/280.045, presentada el 16 de mayo de 2014, o en Bruno C. et al. "Quench and Partitioning Steel: A New AHSS Concept for Automotive Anti-Intrusion Applications", págs. 634-640, STEEL RESEARCH INT. - Verlag Stahleisen GmbH, Düsseldorf, 01.06.2006, XP055534234, así como en Kim S. J. et al. "Dilatometric study of the Quench and Partitioning (Q&P) process", págs. 73-83, AIST Steel Properties & Applications Conference proceedings: combined with MS & T'07, Materials science and technology 2007, 16-20 de septiembre, Detroit, EE. UU., XP009182792.
En el presente proceso, la TWB se transfiere a la matriz de estampación y se forma tras finalizar la secuencia de recocido intercrítico o de austenización total. A continuación, la TWB puede templarse directamente en la matriz o someterse a un tratamiento de templado y separación de 1 o 2 etapas.
Se añade carbono para reducir la temperatura inicial de la martensita, proporcionar el fortalecimiento de la solución sólida y aumentar la capacidad de endurecimiento del acero. El carbono es un estabilizador de la austenita. En determinadas realizaciones de la Aleación A, el carbono puede estar presente a concentraciones del 0,1-0,50 % en peso; en otras realizaciones, el carbono puede estar presente a concentraciones del 0,1-0,35% en peso; y en incluso otras realizaciones, el carbono puede estar presente a concentraciones de aproximadamente el 0,22-0,25 % en peso. En determinadas realizaciones de la Aleación B, el carbono puede estar presente a concentraciones del 0,15-0,5% en peso, y en incluso otras realizaciones, el carbono puede estar presente a concentraciones del 0,15­ 0,4 % en peso.
Se añade manganeso para reducir la temperatura inicial de la martensita, proporcionar el fortalecimiento de la solución sólida y aumentar la capacidad de endurecimiento del acero. El manganeso es un estabilizador de la austenita. En determinadas realizaciones de la Aleación A, el manganeso puede estar presente a concentraciones del 2,0-8,0 % en peso; en otras realizaciones, el manganeso puede estar presente a concentraciones del 2,0-5,0 % en peso; en incluso otras realizaciones, el manganeso puede estar presente a concentraciones superiores al 3,0 % en peso-8,0 % en peso; y en incluso otras realizaciones, el manganeso puede estar presente a concentraciones superiores al 3,0 % en peso-5,0 % en peso. En determinadas realizaciones de la Aleación B, el manganeso puede estar presente a concentraciones del 1,0-4,0 % en peso; en otras realizaciones, el manganeso puede estar presente a concentraciones del 1,5-4% en peso; y en otras realizaciones, el manganeso puede estar presente a concentraciones del 1,0-3,0 % en peso.
Se añade silicio para proporcionar el fortalecimiento de la solución sólida. El silicio es un estabilizador de la ferrita. El silicio retarda la formación de cementita durante la separación. En determinadas realizaciones de la Aleación A, el silicio puede estar presente a concentraciones del 0,1-0,5% en peso; en otras realizaciones, el silicio puede estar presente a concentraciones del 0,2-0,3 % en peso. En determinadas realizaciones de la Aleación B, el silicio puede estar presente a concentraciones del 2,0 por ciento en peso o menores.
Se añade molibdeno para proporcionar el fortalecimiento de la solución sólida, aumentar la capacidad de endurecimiento del acero, proporcionar refinamiento microestructural y proteger contra la fragilidad. En determinadas realizaciones de la Aleación A, el molibdeno puede estar presente a concentraciones del 0-2,0 % en peso; en otras realizaciones, el molibdeno puede estar presente a concentraciones del 0,0-0,6 % en peso; en incluso otras realizaciones, el molibdeno puede estar presente a concentraciones del 0,1-2,0 % en peso; en otras realizaciones, el molibdeno puede estar presente a concentraciones del 0,1-0,6% en peso; y en otras realizaciones más, el molibdeno puede estar presente a concentraciones del 0,4-0,5 % en peso. En determinadas realizaciones de la Aleación B, el molibdeno puede estar presente a concentraciones del 0,0-0,5 % en peso.
Se puede añadir cromo para reducir la temperatura inicial de la martensita, proporcionar el fortalecimiento de la solución sólida y aumentar la capacidad de endurecimiento del acero. El cromo es un estabilizador de la ferrita. En determinadas realizaciones de la Aleación A, el cromo puede estar presente a concentraciones del 0-6,0 % en peso; en otras realizaciones, el cromo puede estar presente a concentraciones del 2,0-6,0% en peso; en otras realizaciones, el cromo puede estar presente a concentraciones del 0,2-6,0 % en peso; y en otras realizaciones, el cromo puede estar presente a concentraciones del 0,2-3,0 % en peso. En determinadas realizaciones de la Aleación B, el cromo puede estar presente a concentraciones del 0,0-0,7 % en peso.
El aluminio se añade principalmente para retardar la formación de cementita durante la separación. El aluminio es un estabilizador de la ferrita. En determinadas realizaciones de la Aleación B, el aluminio puede estar presente a concentraciones del 0-2 % en peso; en otras realizaciones, el aluminio puede estar presente a concentraciones del 0,5-2 % en peso, y en otras realizaciones, el aluminio puede estar presente a concentraciones del 1-2 % en peso. En determinadas realizaciones de la Aleación B, el aluminio puede estar presente a concentraciones del 2,0 % en peso o menores.
Se puede añadir niobio para aumentar la resistencia y mejorar la capacidad de endurecimiento del acero. En algunas realizaciones, también se puede añadir niobio para proporcionar un mejor refinado del grano. En determinadas realizaciones de la Aleación A, el niobio puede estar presente a concentraciones del 0-0,1 % en peso; en otras realizaciones, el niobio puede estar presente a concentraciones del 0,01-0,1 % en peso; y en otras realizaciones, el niobio puede estar presente a concentraciones del 0,001-0,055 % en peso. En determinadas realizaciones de la Aleación B, el niobio puede estar presente a concentraciones del 0,0-0,05 % en peso.
Se puede añadir vanadio para aumentar la resistencia y mejorar la capacidad de endurecimiento del acero. En determinadas realizaciones de la Aleación A, el vanadio puede estar presente a concentraciones del 0-0,15% en peso; y en otras realizaciones, el vanadio puede estar presente a concentraciones del 0,01-0,15% en peso. En determinadas realizaciones de la Aleación B, el vanadio puede estar presente a concentraciones del 0,0-0,05 % en peso.
Se puede añadir boro para aumentar la capacidad de endurecimiento del acero. En determinadas realizaciones de la Aleación A, el boro puede estar presente a concentraciones del 0-0,005 % en peso.
Se puede añadir titanio para aumentar la resistencia del acero, controlar el tamaño de grano de la austenita y controlar el nitrógeno libre. En determinadas realizaciones de la Aleación B, el titanio puede estar presente a concentraciones del 0,00-0,05 % en peso.
Los aceros endurecidos a presión se pueden procesar mediante procesos convencionales de fabricación, desbaste y acabado del acero. Por ejemplo, los aceros de la Aleación A y la Aleación B pueden colarse de manera continua para producir planchas de aproximadamente 12-25 cm de espesor. A continuación, las planchas pueden recalentarse a temperaturas de 1200-1320 °C y laminarse en caliente hasta un calibre final de > 2,5 mm, teniendo lugar la etapa de reducción final a una temperatura de aproximadamente 950 °C. Después, los aceros pueden enrollarse a temperaturas de 400-675 °C. Tras el enfriamiento, se pueden recocer las bobinas de acero a temperaturas de 600-900 °C durante tiempos superiores a 1 segundo y decaparse, antes de la reducción en frío. Pueden ser necesarias una o más etapas intermedias de recocido y reducción antes de alcanzar el espesor deseado. Dicho recocido intermedio utiliza temperaturas similares al primer tratamiento de recocido.
Las aleaciones de la presente solicitud también se pueden recubrir con un recubrimiento a base de aluminio, un recubrimiento a base de zinc (ya sea galvanizado o galvanizado y recocido), después del laminado en frío y antes de la estampación en caliente. Dicho recubrimiento se puede aplicar a la lámina de acero mediante procesos conocidos en la técnica, incluidos el recubrimiento por inmersión en caliente o el recubrimiento electrolítico. Debido a las temperaturas críticas más bajas, es menos probable que el endurecimiento a presión de las presentes aleaciones tras su recubrimiento produzca la fusión del recubrimiento y los efectos perjudiciales asociados con dicha fusión. La Aleación A emplea una estrategia de aleación novedosa que utiliza elementos de sustitución para aumentar la resistencia de la martensita a través de una combinación de fortalecimiento por soluto de sustitución y una reducción del ablandamiento debido al autotemplado. El ablandamiento como resultado del autotemplado se minimiza mediante la supresión de la temperatura inicial de la martensita a través de la aleación. Como resultado de la mayor capacidad de endurecimiento en las composiciones propuestas debida a diferentes adiciones de manganeso, cromo, molibdeno y niobio, las nuevas composiciones permiten un acero de endurecimiento a presión exento de boro. Como resultado de la mayor capacidad de endurecimiento, la Aleación A forma una microestructura predominantemente martensítica al enfriarse después del templado directo o después del perfil de enfriamiento modificado (es decir, después de un tratamiento térmico de templado y separación).
La Aleación B emplea una estrategia de aleación tal que la temperatura intercrítica de esta aleación puede superponerse a las temperaturas correspondientes a la austenización total de la Aleación A de mayor aleación. Adicionalmente, en algunas realizaciones, se añaden silicio o aluminio (o alguna combinación de los mismos) a la Aleación B para minimizar la formación de carburos durante el mantenimiento isotérmico posterior al primer templado hasta una temperatura de entre la temperatura inicial de la martensita y la temperatura final de la martensita (Mf) de la Aleación B. La Mi y Mf se pueden determinar mediante relaciones tales como la ecuación lineal de Andrews modificada y la relación de KM mencionadas anteriormente o empíricamente mediante métodos como la dilatometría. Como resultado, tras el endurecimiento a presión usando el perfil de enfriamiento modificado, la microestructura de la Aleación B es una mezcla de alguna combinación de ferrita, bainita, martensita y austenita retenida.
Ejemplo 1
Una pieza en bruto soldada a medida está hecha de un acero de Aleación A soldado a un acero de Aleación B, en donde la Aleación A y la Aleación B contienen las composiciones expuestas en la Tabla 1 a continuación (en donde el resto comprende Fe e impurezas asociadas con la fabricación de acero):
T l 1: m i i n ími n r n n l Al i n A B
Figure imgf000006_0001
Proceso A: se forma una pieza en bruto a partir de un acero de la Aleación A y un acero de la Aleación B. Los dos aceros se sueldan entre sí. La pieza en bruto soldada se calienta hasta una temperatura superior a la temperatura Ac1 asociada con el acero de la Aleación A. La pieza en bruto se transfiere a una matriz de forma. A continuación, la pieza en bruto se enfría hasta una temperatura de templado entre la temperatura inicial de la martensita y la temperatura final de la martensita del acero de la Aleación B. La pieza en bruto se mantiene a dicha temperatura. La pieza en bruto se enfría hasta la temperatura ambiente.
Proceso B: se forma una pieza en bruto a partir de un acero de la Aleación A y un acero de la Aleación B. Los dos aceros se sueldan entre sí. La pieza en bruto soldada se calienta hasta una temperatura superior a la temperatura Ac3 asociada con el acero de la Aleación A. La pieza en bruto se transfiere a una matriz de forma. A continuación, la pieza en bruto se enfría hasta una temperatura de templado entre la temperatura inicial de la martensita y la temperatura final de la martensita del acero de la Aleación B. La pieza en bruto se mantiene a dicha temperatura. La pieza en bruto se enfría hasta la temperatura ambiente.
Proceso C: se forma una pieza en bruto a partir de un acero de la Aleación A y un acero de la Aleación B. Los dos aceros se sueldan entre sí. La pieza en bruto soldada se calienta hasta una temperatura superior a la temperatura Ac1 asociada con el acero de la Aleación A. La pieza en bruto se transfiere a una matriz de forma. A continuación, la pieza en bruto se enfría hasta una temperatura de templado entre la temperatura inicial de la martensita y la temperatura final de la martensita del acero de la Aleación B. La pieza en bruto se vuelve a calentar hasta una temperatura de separación mayor que la temperatura de templado mantenida a dicha temperatura. La pieza en bruto se enfría hasta la temperatura ambiente.
Proceso D: se forma una pieza en bruto a partir de un acero de la Aleación A y un acero de la Aleación B. Los dos aceros se sueldan entre sí. La pieza en bruto soldada se calienta hasta una temperatura superior a la temperatura Ac3 asociada con el acero de la Aleación A. La pieza en bruto se transfiere a una matriz de forma. A continuación, la pieza en bruto se enfría hasta una temperatura de templado entre la temperatura inicial de la martensita y la temperatura final de la martensita del acero de la Aleación B. La pieza en bruto se vuelve a calentar hasta una temperatura de separación mayor que la temperatura de templado mantenida a dicha temperatura. La pieza en bruto se enfría hasta la temperatura ambiente.
Ejemplo 2
Una pieza en bruto soldada a medida de acuerdo con la pieza en bruto soldada a medida del Ejemplo 1, o cualquiera o más de los siguientes ejemplos, en donde la concentración de carbono en la Aleación A es del 0,1-0,35 % en peso y, como alternativa, del 0,22-0,25 % en peso.
Ejemplo 3
Una pieza en bruto soldada a medida de acuerdo con la pieza en bruto soldada a medida de uno o más de los Ejemplos 1 o 2, o cualquiera o más de los siguientes ejemplos, en donde la concentración de carbono en la Aleación B es del 0,15-0,4 % en peso.
Ejemplo 4
Una pieza en bruto soldada a medida de acuerdo con la pieza en bruto soldada a medida de uno cualquiera o más de los Ejemplos 1-3, o uno cualquiera o más de los siguientes ejemplos, en donde la concentración de manganeso en la Aleación A es del 2,0-5,0 % en peso; como alternativa, 3,0 % en peso-8,0 % en peso; o como alternativa, 3,0 % en peso-5,0 % en peso.
Ejemplo 5
Una pieza en bruto soldada a medida de acuerdo con la pieza en bruto soldada a medida de uno cualquiera o más de los Ejemplos 1-4, o uno cualquiera o más de los siguientes ejemplos, en donde la concentración de manganeso en la Aleación B es del 1,5-4 % en peso.
Ejemplo 6
Una pieza en bruto soldada a medida de acuerdo con la pieza en bruto soldada a medida de uno cualquiera o más de los Ejemplos 1-5, o uno cualquiera o más de los siguientes ejemplos, en donde la concentración de silicio en la Aleación A es del 0,2-0,3 % en peso.
Ejemplo 7
Una pieza en bruto soldada a medida de acuerdo con la pieza en bruto soldada a medida de uno cualquiera o más de los Ejemplos 1-6, o uno cualquiera o más de los siguientes ejemplos, en donde la concentración de molibdeno en la Aleación A es del 0,0-0,6 % en peso; como alternativa, 0,1-2,0 % en peso; como alternativa, 0,1-0,6 % en peso; o, como alternativa, 0,4-0,5 % en peso.
Ejemplo 8
Una pieza en bruto soldada a medida de acuerdo con la pieza en bruto soldada a medida de uno cualquiera o más de los Ejemplos 1-7, o uno cualquiera o más de los siguientes ejemplos, en donde la concentración de cromo en la Aleación A es del 2,0-6,0 % en peso; como alternativa, 0,2-6,0 % en peso; o, como alternativa, 0,2-3,0 % en peso. Ejemplo 9
Una pieza en bruto soldada a medida de acuerdo con la pieza en bruto soldada a medida de uno cualquiera o más de los Ejemplos 1-8, o uno cualquiera o más de los siguientes ejemplos, en donde la concentración de niobio en la Aleación A es del 0,01-0,1 % en peso; o, como alternativa, 0,001-0,055 % en peso.
Ejemplo 10
Una pieza en bruto soldada a medida de acuerdo con la pieza en bruto soldada a medida de uno cualquiera o más de los Ejemplos 1-9, o uno cualquiera o más de los siguientes ejemplos, en donde la concentración de vanadio en la Aleación A es del 0,01-0,15 % en peso.
Ejemplo 11
Una pieza en bruto soldada a medida de acuerdo con la pieza en bruto soldada a medida de uno cualquiera o más de los Ejemplos 1-10, o uno cualquiera o más de los siguientes ejemplos, en donde la Aleación A está recubierta con aluminio o zinc, o aleaciones de los mismos.
Ejemplo 12
Una pieza en bruto soldada a medida de acuerdo con la pieza en bruto soldada a medida de uno cualquiera o más de los Ejemplos 1-11, en donde la Aleación B está recubierta con aluminio o zinc, o aleaciones de los mismos.

Claims (17)

REIVINDICACIONES
1. Una pieza en bruto soldada a medida que comprende la Aleación A y la Aleación B, en donde la Aleación A comprende el 0,10-0,50 % en peso de C, 0,1-0,5 % en peso de Si, 2,0-8,0 % en peso de Mn, 0,00-6,0 % en peso de Cr, 0,0-2% en peso de Mo y 0,0-0,005 % en peso de B, opcionalmente hasta el 0,1 % en peso de Nb y opcionalmente hasta el 0,15 % en peso de V, siendo el resto Fe e impurezas asociadas con la fabricación del acero, y en donde la Aleación B comprende el 0,15-0,5 % en peso de C, 2 % en peso o menos de Si, 1,0-4,0 % en peso de Mn, 0,0-0,70 % en peso de Cr, 0,0-0,5 % en peso de Mo, 0,0-0,05 % en peso de V, 0,0-0,05 % en peso de Nb, 0,0­ 0,05 % en peso de Ti y 2 % en peso o menos de Al, siendo el resto Fe e impurezas asociadas con la fabricación del acero, y en donde dicha pieza en bruto soldada a medida se somete a un ciclo térmico de templado y separación en una matriz de forma; y en donde la resistencia a la tracción de la Aleación A es mayor que la resistencia a la tracción de la Aleación B.
2. La pieza en bruto soldada a medida de acuerdo con la reivindicación 1, en donde la concentración de carbono en la Aleación A es del 0,1-0,35 % en peso.
3. La pieza en bruto soldada a medida de acuerdo con la reivindicación 1, en donde la concentración de carbono en la Aleación B es del 0,15-0,4 % en peso.
4. La pieza en bruto soldada a medida de la reivindicación 1, en donde la concentración de manganeso en la Aleación A es del 2,0-5,0 % en peso.
5. La pieza en bruto soldada a medida de la reivindicación 1, en donde la concentración de manganeso en la Aleación A es del 3,0 % en peso-8,0 % en peso.
6. La pieza en bruto soldada a medida de la reivindicación 1, en donde la concentración de manganeso en la Aleación B es del 1,5-4 % en peso.
7. La pieza en bruto soldada a medida de la reivindicación 1, en donde la concentración de silicio en la Aleación A es del 0,2-0,3 % en peso.
8. La pieza en bruto soldada a medida de la reivindicación 1, en donde la concentración de molibdeno en la Aleación A es del 0,0-0,6 % en peso.
9. La pieza en bruto soldada a medida de la reivindicación 1, en donde la concentración de molibdeno en la Aleación A es del 0,1-2,0 % en peso.
10. La pieza en bruto soldada a medida de la reivindicación 1, en donde la concentración de cromo en la Aleación A es del 2,0-6,0 % en peso.
11. La pieza en bruto soldada a medida de la reivindicación 1, en donde la concentración de cromo en la Aleación A es del 0,2-6,0 % en peso.
12. La pieza en bruto soldada a medida de la reivindicación 1, en donde la concentración de niobio en la Aleación A es del 0,01-0,1 % en peso.
13. La pieza en bruto soldada a medida de la reivindicación 1, en donde la concentración de vanadio en la Aleación A es del 0,01-0,15 % en peso.
14. La pieza en bruto soldada a medida de la reivindicación 1, en donde la Aleación A está recubierta con aluminio, zinc o aleaciones de los mismos.
15. La pieza en bruto soldada a medida de la reivindicación 1, en donde la Aleación B está recubierta con aluminio, zinc o aleaciones de los mismos.
16. Un proceso para formar la pieza en bruto soldada a medida de la reivindicación 1, que comprende las etapas de formar una pieza en bruto del acero de la Aleación A y el acero de la Aleación B, soldar dichos dos aceros entre sí, calentar dicha pieza en bruto soldada hasta una temperatura superior a la temperatura Ac1 asociada con el acero de la Aleación A; transferir dicha pieza en bruto calentada a una matriz de forma, enfriar dicha pieza en bruto hasta una temperatura de templado entre la temperatura inicial de la martensita y la temperatura final de la martensita del acero de la Aleación B, mantener dicha pieza en bruto a dicha temperatura de templado, enfriar dicha pieza en bruto hasta la temperatura ambiente.
17. Un proceso para formar la pieza en bruto soldada a medida de la reivindicación 1, que comprende las etapas de formar una pieza en bruto del acero de la Aleación A y el acero de la Aleación B, soldar dichos dos aceros entre sí, calentar dicha pieza en bruto soldada hasta una temperatura superior a la temperatura Ac1 asociada con el acero de la Aleación A; transferir dicha pieza en bruto calentada a una matriz de forma, enfriar dicha pieza en bruto hasta una temperatura de templado entre la temperatura inicial de la martensita y la temperatura final de la martensita del acero de la Aleación B, volver a calentar dicha pieza en bruto hasta una temperatura de separación que es superior a la temperatura de templado, mantener dicha pieza en bruto a dicha temperatura de separación, enfriar dicha pieza en bruto hasta la temperatura ambiente.
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