PT1790422E - Peça com elevada resistência, e processo para produção da mesma - Google Patents

Description

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DESCRIÇÃO

"PEÇA COM ELEVADA RESISTÊNCIA E PROCESSO PARA PRODUÇÃO DA MESMA" A presente invenção diz respeito a um método para produção de um elemento em que é necessária uma certa resistência, por exemplo como os que são utilizados para um elemento estrutural e elemento de reforço de um automóvel, referindo-se mais em particular a uma peça de superior qualidade em termos de resistência após moldagem a alta temperatura.

Para diminuir o peso dos automóveis, uma necessidade básica para os problemas ambientais globais, torna-se necessário que o aço usado em automóveis tenha uma resistência tão elevada quanto possível, embora, em geral, quando se fazem chapas de aço com elevada resistência, o alongamento ou valor r fique reduzido e a capacidade de moldagem se deteriore. Para resolver este problema, no documento JP-A-2000-234153 é feita a divulgação de tecnologia para moldagem a quente de aço, sendo o calor simultaneamente utilizado para aumentar a resistência. Esta tecnologia tem como objectivo controlar adequadamente a composição do aço, aquecer o aço na zona de temperatura ferrítica, e utilizar o endurecimento por precipitação nessa zona de temperatura de modo a aumentar a resistência. -2- ΡΕ1790422

Por outro lado, o documento JP-A-2000-87183 propõe chapas de aço de elevada resistência, com grande redução em termos de limite elástico à temperatura de moldagem, o qual é muito inferior ao limite elástico à temperatura normal, com a finalidade de melhorar a precisão da enformação por pressão. No entanto, nestas tecnologias pode haver limites para a resistência obtida. Por outro lado, é proposta no documento JP-A-2000-38640 uma tecnologia para aquecimento até à zona austenitica de fase única e elevada temperatura, após a moldagem e, um subsequente processo de arrefecimento de transformação do aço para uma fase de endurecimento, com a finalidade de obter uma elevada resistência.

No entanto, ao aquecer e arrefecer rapidamente após a moldagem, podem surgir problemas na precisão da forma. Como tecnologia para superar esta dificuldade, é feita a divulgação em SAE, 2001-01-0078 e no documento JP-A-2001-181833 de uma tecnologia para aquecimento de chapas de aço até à zona austenitica de fase única, e arrefecimento do aço no subsequente processo de enformação por pressão.

Deste modo, em chapas de aço de alta resistência usadas em automóveis e outras aplicações, quanto maior for a resistência criada, tanto mais significativo será o problema da capacidade de moldagem atrás mencionado. Em particular, num elemento de elevada resistência com valores superiores a 1000 MPa, como os que são conhecidos na -3- ΡΕ1790422 tecnologia antecedente, existe o problema básico de fragilização por hidrogénio (também conhecida por fissuração por tensão-corrosão ou fractura retardada). Quando utilizado em chapas de aço comprimidas a quente, embora haja uma reduzida tensão residual devida à compressão a elevada temperatura, o hidrogénio entra no aço no momento de aquecimento antes da compressão. Além disso, a tensão residual da subsequente realização de trabalho provoca uma maior susceptibilidade à fragilização por hidrogénio. Nestas circunstâncias, o problema inerente não fica resolvido somente pela compressão a alta temperatura. Torna-se necessário optimizar as condições de processamento no processo de aquecimento, e nos processos integrados no pós-processamento.

Para reduzir a tensão residual no cisalhamento e nos restantes pós-processamentos, é suficiente que diminua a resistência nas peças a serem pós-processadas. Na Publicação de Patente japonesa (A) com o n° 2003-328031 é feita a divulgação de uma tecnologia para redução da velocidade de arrefecimento em troços a serem pós-processados, de modo a tornar o endurecimento insuficiente e consequentemente baixar a resistência nesses troços. De acordo com este método, considera-se que a resistência de parte da peça diminui e permite um fácil cisalhamento, ou outros pós-processamentos. No entanto, quando se utiliza este método, a estrutura de moldagem torna-se complicada -o que é economicamente desvantajoso. Além disso, não é de todo mencionada neste método a fragilização por hidrogénio. -4- ΡΕ1790422

Utilizando este método, mesmo que a resistência da chapa de aço diminua um pouco e a tensão residual após o pós-processamento diminua até um certo valor, a fragilização por hidrogénio pode inegavelmente ocorrer se o hidrogénio permanecer no aço. O documento JP-A-2004-124221 faz a divulgação de uma placa de aço com excelente capacidade para ser endurecida após ter sido trabalhada a quente. 0 documento JP-A-6-238631 faz a divulgação de uma estrutura para acoplamento do fundo do punção de impulso com a matriz de compressão. O documento JP-A-2003-181549 faz a divulgação de um processo de compressão a quente para elementos de automóvel de elevada resistência, utilizando chapas de aço revestido de alumínio. 0 documento EP-A-1 767 286 (WO 2006/0067 42 A) faz a divulgação de um processo de compressão a quente para elementos de elevada resistência, usando uma chapa de aço e peças comprimidas a quente. A presente invenção foi criada para resolver este problema e proporciona uma peça de elevada resistência, de qualidade superior em termos de resistência à fragilização por hidrogénio, capaz de oferecer uma resistência de -5- ΡΕ1790422 1200 MPa ou superior após moldagem a altas temperaturas, e um método para produção da mesma.

Os inventores conduziram diversos estudos para resolver este problema. Como resultado, eles descobriram que, para suprimir a fragilização por hidrogénio, é eficaz controlar a atmosfera no forno de aquecimento antes da moldagem, de modo a reduzir a quantidade de hidrogénio no aço e, subsequentemente, reduzir ou eliminar a tensão residual pelo método de pós-processamento. Nestas circunstâncias, o objectivo atrás mencionado pode ser alcançado pelas caracteristicas especificadas nas reivindicações. A invenção é detalhadamente descrita em combinação com os desenhos, para os quais: a Figura 1 constitui uma imagem para o conceito de geração de tensão residual de tracção devida a puncionamento, a Figura 2 constitui uma imagem para o conceito de remoção de uma camada trabalhada no dominio plástico, ou de outras partes afectadas. a Figura 3 é uma imagem para a situação de corte, realizado por uma lâmina de corte possuindo um formato de ponta de lâmina, em que uma diferença escalonada dá origem à ponta da lâmina. a Figura 4 é uma imagem para a situação de corte, realizado por uma lâmina de corte possuindo um formato de -6- ΡΕ1790422 ponta de lâmina que apresenta uma parte de ponta paralela, na extremidade da diferença escalonada. a Figura 5 é uma imagem para um método de puncionamento convencional, a Figura 6 é uma imagem para a situação de corte por uma punção apresentando uma estrutura de duplo escalão. a Figura 7 dá uma imagem do comportamento de deformação do material, no caso de existir uma lâmina de dobragem, a Figura 8 é um gráfico com a relação entre o raio de curvatura Rp da lâmina de dobragem e a tensão residual, a Figura 9 é um gráfico com a relação entre o ângulo θρ da parede vertical da lâmina de dobragem A e a tensão residual. a Figura 10 é um gráfico com a relação entre a altura da lâmina de dobragem e a tensão residual, a Figura 11 é um gráfico com a relação entre a folga e a tensão residual. a Figura 12 é uma vista de um provete de perfuração, a Figura 13 é uma vista de um provete de cisalhamento, a Figura 14 é uma vista em secção de corte de uma ferramenta de enformação, a Figura 15 é uma vista com um formato de um punção, a Figura 16 é uma vista com um formato de uma matriz. -7- ΡΕ1790422 a Figura 17 é uma vista com um formato de uma peça moldada, a Figura 18 é uma vista da situação de uma posição de cisalhamento, a Figura 19 é uma vista da forma em secção de corte de uma ferramenta de cunhagem, a Figura 20 é uma vista da forma em secção de corte de um molde do Exemplo 4, a Figura 21 é uma vista da forma em secção de corte de uma ferramenta do Exemplo 5, a Figura 22 é uma vista de um punção de moldagem do Exemplo 5, a Figura 23 é uma vista de uma matriz de moldagem do Exemplo 5, a Figura 24 é uma vista de uma peça moldada do Exemplo 5, e a Figura 25 é uma vista da situação de uma posição de pós-processamento do Exemplo 6. A presente invenção proporciona uma peça de elevada resistência, com superior qualidade em termos de resistência à fragilização por hidrogénio, através do controlo da atmosfera no forno de aquecimento durante o aquecimento de chapas de aço antes da moldagem, para obter uma peça de elevada resistência, de modo a reduzir a quantidade de hidrogénio no aço e reduzir a tensão residual aquando do método de pós-processamento; a invenção também proporciona um método para produção de tal peça. - 8- ΡΕ1790422

No que se segue, a presente invenção será explicada em maior detalhe. Começa-se por explicitar as razões para limitação das condições na presente invenção. A quantidade de hidrogénio no momento em que foi realizado o aquecimento é de 10% ou menos, em percentagem volumétrica, porque quando a quantidade de hidrogénio se situa acima do limite, cresce a quantidade de hidrogénio que entra na chapa de aço durante o aquecimento e diminui a resistência à fragilização por hidrogénio. Além disso, o ponto de orvalho na atmosfera foi estabelecido em 30 °C ou menos porque, com um ponto de orvalho maior que este, cresce a quantidade de hidrogénio que entra na chapa de aço durante o aquecimento e diminui a resistência à fragilização por hidrogénio. A temperatura de aquecimento da chapa de aço é feita igual a Ac3 relativamente ao ponto de fusão, de modo a tornar austenitica a estrutura da chapa de aço para endurecimento e aumento da resistência após moldagem. Além disso, se a temperatura de aquecimento for maior do que o ponto de fusão, a enformação por pressão torna-se impossível. A temperatura de aquecimento da chapa de aço é feita igual a Ac3 relativamente ao ponto de fusão, de modo a tornar austenitica a estrutura da chapa de aço para endurecimento e aumento da resistência após moldagem. Além disso, se a temperatura de aquecimento for maior do que o -9- ΡΕ1790422 ponto de fusão, a enformação por pressão torna-se impossível. A temperatura de início da moldagem consiste numa temperatura superior à temperatura em que ocorre a transformação de ferrite, perlite, bainite e martensite porque, se a moldagem for realizada a uma temperatura inferior a esta, a dureza após moldagem será insuficiente.

Torna-se possível produzir uma peça de alta resistência aquecendo um chapa de aço sob as condições acima mencionadas, utilizando o método de prensagem para a enformar, arrefecendo-a e endurecendo-a após a enformação no molde, e fazendo em seguida o pós-processamento. 0 "endurecimento" é o método de reforço do aço por arrefecimento com uma velocidade de arrefecimento mais rápida do que a velocidade de arrefecimento crítica determinada pela composição, de modo a provocar uma transformação martensítica.

Seguidamente, vai ser explicitado um método de trabalho diferente, comparativamente com o pós- processamento atrás referido.

Os inventores investigaram em detalhe a camada trabalhada no domínio plástico e a zona afectada pela tensão residual na face terminal trabalhada do cisalhamento - por exemplo, perfuração e corte com punção - e, como resultado, descobriram que existe uma camada no domínio - 10- ΡΕ1790422 plástico que está presente ao longo de cerca de 2000 ym a partir da extremidade trabalhada. Como se mostra na Figura 1, no momento do cisalhamento, a chapa de aço é trabalhada numa situação de compressão. Depois de ser trabalhada, a situação de compressão é libertada, pelo que se crê que surja uma tensão residual de tracção. Nestas circunstâncias, como se mostra na Figura 2, na camada trabalhada no dominio plástico ou noutra zona afectada, o aumento parcial da resistência devido ao trabalho no dominio plástico, ou a resistência à força de compressão devida à tensão residual de tracção provocada pela segunda realização de trabalho, faz com que o montante de compressão no momento da realização do trabalho se torne menor, e com que o montante de deformação da abertura após o corte se torne menor, pelo que a tensão residual pode ser reduzida. Desta forma, se for de novo trabalhada a parte no intervalo de mais de 2000 ym relativamente à face trabalhada, não irá existir camada trabalhada no dominio plástico ou noutra zona afectada, pelo que a parte é trabalhada ao mesmo tempo que volta a receber uma grande força de compressão. Quando esta for libertada após realização do trabalho, a tensão residual não fica reduzida e a resistência à fissuração não é melhorada, de modo que o limite superior foi estabelecido em 2000 ym. Por outro lado, o limite inferior foi estabelecido em 1 ym, uma vez

que se torna dificil realizar o trabalho ao mesmo tempo que ele é controlado para um intervalo inferior a 1 ym. O intervalo para realização de trabalho situar-se-á com maior grau de preferência entre os 200 ym e os 1000 ym. - 11 - ΡΕ1790422

Por outro lado, a tensão residual na secção transversal da parte trabalhada é medida por um aparelho de medição da tensão residual por raios-X, de acordo com o método descrito na publicação "X-Ray Stress Measurement Method Standards (2002 Edition) - Ferrous Metal Section" da Sociedade Japonesa de Ciência dos Materiais de Março de

2002. Os detalhes são os seguintes. O método de inclinação paralela é utilizado para medir 2Θ - sen^ usando os raios-X de reflexão do plano 211 de um reticulado cúbico de corpo centrado. O intervalo de medição de 2Θ desta vez será de cerca de 150° a 162°. Como alvo de raios-X foi utilizado

Cr-Ka, a voltagem de tubo e a corrente de tubo foram

estabelecidas em 30kV/10mA, e a ranhura de incidência de raios-X foi estabelecida num quadrado com 1 mm de lado. O valor obtido pela multiplicação da constante de tensão K pela inclinação da curva de 2Θ - sen2y definiu a tensão residual. Neste caso, a constante de tensão K foi fixada num valor de -32,44 kg f/ (°) .

Nas condições atrás referidas, no caso de uma secção transversal de orificio perfurado, são medidos valores de ψ (mm) = 20, 25, 30, 35, 40, 45, enquanto que no caso de uma superfície de corte são medidos valores de ψ (mm) = 0, 20, 25, 30, 35, 40, 45. A medição foi realizada segundo uma direcção de espessura de 0o e direcções inclinadas por 23° e 45° a partir daquela, num total de três medições. O valor médio foi utilizado como a tensão residual. - 12- ΡΕ1790422 0 método de cisalhamento - por exemplo, puncionamento ou corte - não é particularmente limitativo. É possivel usar qualquer método já conhecido. Em relação à temperatura de trabalho, o efeito da presente invenção é obtido num intervalo que vai desde a temperatura ambiente até 1000°C.

Pelo pós-processamento atrás referido, a tensão residual da tracção na face terminal trabalhada passa a ser de 600 MPa ou menos, pelo que assumindo uma a chapa de aço com um valor qenérico de 980 MPa ou mais, a tensão residual se irá tornar menor do que o limite elástico e deixam de ocorrer fendas. Além disso, a tensão residual de compressão é basicamente uma tensão que não actua segundo um sentido em que se formam fendas nas extremidades da chapa de aço, pelo que deixam de ocorrer fendas. Por esta razão, a tensão residual de tracção na face terminal em cisalhamento -tanto por puncionamento como por corte - será preferencialmente mantida em 600 MPa ou menos, ou se cria a tensão residual de compressão.

Para suprimir a fragilização por hidrogénio, além de serem trabalhadas à pressão as partes onde existam tensões residuais que surgem devido ao cisalhamento, é eficaz transmitir tensão residual de compressão. As faces terminais que foram cisalhadas são trabalhadas à pressão, porque a tensão residual de tracção - que se crê ser causa da fragilização por hidrogénio após o cisalhamento - é elevada nas extremidades cisalhadas e, ao trabalhar à - 13 - ΡΕ1790422 pressão tais localizações, a tensão residual de tracção diminui, sendo melhorada a resistência à fragilização por hidrogénio. Pode ser usado qualquer método como método para trabalhar à pressão as faces terminais cisalhadas, mas industrialmente o método que utiliza a cunhagem é economicamente superior.

As faces terminais cisalhadas são trabalhadas numa situação com a chapa de aço comprimida ao ser realizado o trabalho, como se mostra na Figura 1. Depois da realização do trabalho, é feita a libertação do estado comprimido pelo que se crê que irá surgir a tensão residual de tracção. Nestas circunstâncias, os inventores descobriram que, ao alargar orifícios ou exercendo pressão sobre as superfícies frontais das faces terminais em toda a seção transversal da camada trabalhada no domínio plástico ou noutra zona afectada, o aumento parcial da resistência devida ao trabalho no domínio plástico - ou a resistência à força de compressão devida à tensão residual de tracção -permite a existência de controlo de modo a que o deslocamento de libertação após conclusão do corte se torne o lado da compressão, ou seja, um método de trabalho de etapa única. Isto significa que, ao se alargar um orifício ou exercendo pressão ao longo de uma parte num intervalo de mais de 2000 pm a partir da extremidade trabalhada, o orifício é alargado e a face terminal é comprimida, tudo ao mesmo tempo. Uma vez que ela é libertada após a realização do trabalho, a tensão residual acaba por ser exercida no lado da compressão da face terminal. Para conseguir obter - 14- ΡΕ1790422 isto através de uma única operação de trabalho utilizando uma matriz e um punção, torna-se importante a forma da ponta da lâmina, como se mostra nas Figuras 3, 4. A Figura 3 apresenta uma diferença escalonada na formação da ponta da lâmina, enquanto a Figura 4 apresenta uma parte paralela de ponta na extremidade da diferença escalonada.

Ao proporcionar uma diferença escalonada de forma continua, que vai diminuindo a partir do raio de curvatura ou largura da base da lâmina no sentido que vai da base da lâmina até à ponta da lâmina, e se a redução no raio de curvatura ou largura for inferior a 0,01 mm, a situação acaba por não se tornar diferente dos habituais puncionamento ou corte, pelo que acaba por permanecer uma grande tensão de tracção na face terminal. Por outro lado, se o montante de redução do raio de curvatura ou largura for superior a 3,0 mm, a distância torna-se "de facto" grande, pelo que acaba por ser maior a formação de rebarbas na face terminal trabalhada.

Por outro lado, se a altura da parede vertical da lâmina (altura da diferença escalonada) for inferior a 1/2 da espessura da chapa de aço trabalhada, após se ter puncionado uma vez, deixa de ser possivel exercer pressão sobre a face terminal trabalhada a partir da face lateral da diferença escalonada, pelo que a situação não se torna diferente relativamente aos habituais puncionamento ou corte, e acaba por permanecer uma grande tensão de tracção na face terminal trabalhada. Por outro lado, se a altura - 15- ΡΕ1790422 for superior a 100 mm, o percurso torna-se maior ou menor, constituindo uma preocupação para o tempo de vida da própria lâmina.

Além disso, o ângulo formado pela parte paralela da lâmina de corte com a diferença escalonada (ângulo Θ da parede vertical de lâmina) situar-se-á preferencialmente entre 95° e 179°, e será de pelo menos 140° para um maior grau de preferência.

Na Figura 3 e na Figura 4, a diferença escalonada é conformada segundo um raio de curvatura mas, dentro do âmbito da invenção, está também incluída uma lâmina cuja largura seja linearmente reduzida a partir da base da lâmina.

Além disso, e no que diz respeito à forma da lâmina de corte, a relação D/H é importante - em que D (mm) representa a diferença entre o raio de curvatura ou largura da base de lâmina e a ponta da lâmina, e H (mm) é a altura da diferença escalonada. Se o valor for inferior a 0,5, será suprimida a redução na vida útil da lâmina ou a formação de rebarbas, pelo que este valor será de preferência estabelecido em 0,5 ou menos.

Por outro lado, a chanfragem da ponta da lâmina, tal como é divulgada nos documentos JP-A-5-23755 e JP-A-8-57557, é eficaz para reduzir a formação de rebarbas, prolongando a vida útil da lâmina e evitando a fissuração - 16- ΡΕ1790422 em chapas de aço com resistência relativamente baixa mas, na presente invenção, torna-se mais importante que a chapa de aço seja moldada em condições pré-determinadas, sendo depois empurrada de novo para fora a face terminal uma vez puncionada, ou face terminal cortada, pelo que não será particularmente necessário chanfrar a ponta da lâmina a fim de reduzir a tensão residual ou torná-la no lado da compressão.

Além disso, a tensão residual na face terminal trabalhada é medida, sob as condições atrás mencionadas, por um aparelho de medição de tensão residual por raios-X, de acordo com o método descrito na publicação "X-Ray Stress Measurement Method Standards (2002 edition) - Ferrous Metal Section" da Sociedade Japonesa de Ciência dos Materiais de Março de 2002. O método de cisalhamento - por exemplo, puncionamento ou corte - não é particularmente limitativo. Pode ser usado qualquer método já conhecido. Para a temperatura de trabalho, o efeito da presente invenção é obtido no intervalo que vai desde a temperatura ambiente até 1000 °C.

Além disso, e no que diz respeito à tensão residual, se ela for zero ou for exercida no lado de compressão, não irá basicamente actuar nenhuma reacção na extremidade, sequndo um sentido em que a chapa de aço iria fissurar, pelo que deixam de ocorrer fendas. Além disso, a - 17- ΡΕ1790422 aplicação de uma pressão não superior a 600 MPa é eficaz para prevenir fendas.

Os inventores ponderaram os problemas atrás referidos e descobriram que, ao construir o punção sob a forma de uma estrutura em duplo escalão - da lâmina de dobragem A e da lâmina de corte B mostradas na Figura 6 - é possível reduzir a tensão residual na face terminal puncionada.

As razões foram consideradas como sendo as que seguidamente se expõem.

No puncionamento habitual, a parte deformada pelo punção e matriz mostrada na Figura 5 (camada endurecida) fica submetida a um grande esforço de tracção ou de compressão. Por esta razão, o trabalho de endurecimento da parte torna-se muito significativo, pelo que a ductilidade da face terminal se deteriora. No entanto, ao construir o punção sob a forma de uma estrutura em duplo escalão -constituída pela lâmina de corte B e lâmina de dobragem A, tal como se mostra na presente invenção (Figura 6) - quando é transmitida tensão de tração à parte cortada pela lâmina de corte B (parte M de material cortado) pela lâmina de dobragem A - como se mostra na Figura 7 - a progressão de fendas, que surgem por causa da lâmina de corte B e do ombro da matriz, é promovida pela tensão de tracção, sendo o material cortado pela lâmina de corte B sem compressão, de modo que a tensão residual de tracção após puncionamento - 18- ΡΕ1790422 se torna menor e pode ser suprimida a redução na quantidade permissivel de hidrogénio que entra, proveniente do meio ambiente.

Além disso, os inventores realizaram estudos detalhados sobre a forma da lâmina de dobragem e descobriram que, a menos que se obrigue a forma da lâmina de dobragem a assumir um pré-determinado formato, não se consegue obter um suficiente efeito de redução da tensão residual.

Isto significa que, quando a forma da lâmina de dobragem A não for a do formato pré-determinado, o material será cortado pela lâmina de dobragem A, pelo que não poderá ser transmitida uma suficiente tensão de tração por dobragem à parte M cortada pela lâmina de corte B. No entanto, ao fazer com que a forma da lâmina de dobragem assuma um formato em que o material não é cortado pela própria lâmina de dobragem, a tensão residual poderá ser reduzida. A Figura 8 mostra a relação entre o raio de curvatura Rp e a tensão residual, no caso de se utilizar uma chapa de aço endurecido de grau TS1470 MPa com uma espessura de 2,0 mm sob as seguintes condições: (i) uma altura Hp da lâmina de dobragem igual a 0,3 mm; (ii) uma folga de 5%; (iii) um ângulo de parede vertical θρ da lâmina de dobragem igual a 90°; e (iv) um predeterminado raio de curvatura Rp transmitido ao ombro da lâmina de - 19- ΡΕ1790422 dobragem A. Se o raio de curvatura for igual ou maior a 0,2 mm, torna-se perceptivel que a tensão residual será reduzida. Neste caso, a tensão residual foi determinada medindo a alteração na distância de reticulado pelo método de difracção de raios-X na superfície de corte. A área de medição consiste numa zona quadrada com 1 mm de lado, e a medição é realizada no centro de espessura na superfície de corte. Ao utilizar um punção para produção de orifícios, não é possivel emitir os raios-X a partir de uma direcção perpendicular à superfície de corte, pelo que o ângulo de emissão dos raios-X é alterado para medição, de modo a permitir a medição da tensão residual segundo a direcção da espessura. Além disso, neste caso, a folga representa a folga entre o punção e a matriz C a dividir pela espessura t x 100 (%). As restantes condições de puncionamento são as seguintes: (i) um diâmetro de punção Ap = 20mm; e (ii) uma distância Dp = l,0mm entre a ponta P da lâmina de corte e a posição ascendente D da lâmina de dobragem.

Por outro lado, a Figura 9 mostra a relação entre o ângulo θρ e a tensão residual, no caso de se utilizar uma chapa de aço endurecida de grau TS1470 MPa com uma espessura de 1,8 mm sob as seguintes condições: (i) uma altura Hp da lâmina de dobragem igual a 0,3 mm; (ii) uma folga de 5,6%; (iii) um raio de curvatura do ombro da lâmina de dobragem igual a 0,2 mm; e (iv) uma parte de parede vertical da lâmina de dobragem A com um predeterminado ângulo θρ. Graças a estas condições, torna- se perceptivel que a tensão residual será reduzida ao fazer -20- ΡΕ1790422 com que o ângulo θρ da parede vertical da lâmina de dobragem A varie entre 100° e 170°. As restantes condições de puncionamento são as seguintes: (i) um diâmetro de punção Ap = 20mm; e (ii) uma distância Dp = l,0mm entre a ponta P da lâmina de corte e a posição ascendente D da lâmina de dobragem. A Figura 10 mostra a relação entre a altura Hp da lâmina de dobragem e a tensão residual, no caso de se utilizar uma chapa de aço endurecida de grau TS1470MPa com uma espessura de 1,4 mm sob as seguintes condições: (i) um raio de curvatura Rp do ombro da lâmina de dobragem A igual a 0,3 mm; (ii) um ângulo θρ da parede vertical da lâmina de dobragem A igual a 135°; (iii) uma folga de 7,1; e (iv) uma altura Hp da lâmina de dobragem a variar entre 0,3 mm e 3 mm. Graças a estas condições, torna-se perceptivel que a tensão residual será reduzida - em comparação com o caso habitual de inexistência de lâmina de dobragem, ou seja Hp = 0 - ao fazer com que o raio de curvatura Rp do ombro da lâmina de dobragem seja igual ou maior que 0,2 mm, ou fazendo com que o ângulo θρ da parede vertical da lâmina de dobragem varie entre 100° e 170°. As restantes condições de puncionamento são as seguintes: (i) um diâmetro de punção Ap = 20mm; e (ii) uma distância Dp = l,0mm entre a ponta P da lâmina de corte e a posição ascendente D da lâmina de dobragem.

Por outro lado, a Figura 11 mostra o efeito da folga de puncionamento sobre a tensão residual, no caso de -21 - ΡΕ1790422 se utilizar uma chapa de aço endurecida de grau TS1470MPa com uma espessura de 1,6 mm sob as seguintes condições: (i) um raio de curvatura Rp do ombro da lâmina de dobragem A igual a 0,3 mm; (ii) um ângulo θρ da parede vertical da lâmina de dobragem A igual a 135°; e (iii) uma altura Hp da lâmina de dobragem igual a 0,3 mm. As restantes condições de puncionamento são as seguintes: (i) um diâmetro de punção Ap = 20mm; e (ii) uma distância Dp = l,0mm entre a ponta P da lâmina de corte e a posição ascendente D da lâmina de dobragem. A folga também produz algum efeito sobre a tensão residual. Se a folga se tornar numa folga grande, superior a 25%, a tensão residual também se torna maior. Crê-se que isto se deve ao efeito de tracção resultante de a lâmina de dobragem se tornar mais pequena, razão pela qual a folga deve ser mantida em valores iguais ou inferiores a 25%. O punção ou matriz de puncionamento é construído sob a forma de uma estrutura em duplo escalão da lâmina de dobragem A e da lâmina de corte B. A construção é feita de maneira que, antes de a lâmina de corte B cisalhar o material trabalhado, a lâmina de dobragem A transmite uma tensão de tracção à parte cortada M do material trabalhado, e reduz a tensão residual da tracção remanescente na superfície terminal cortada do material trabalhado, após o corte. O raio de curvatura Rp do ombro de dobragem tem de ser pelo menos igual a 0,2 mm. Isso porque, se o raio de -22- ΡΕ1790422 curvatura Rp do ombro da lâmina de dobragem não for maior do que 0,2 mm, não será possível que o material trabalhado seja cisalhado pela lâmina de dobragem A, e que seja transmitida uma suficiente tensão de tracção a parte cortada M pela lâmina de corte B. O ângulo θρ do ombro da lâmina de dobragem deve ser estabelecido entre 100° e 170°. Isto é devido a que, se o ângulo θρ do ombro da lâmina de dobragem for menor ou igual a 100°, o material será cisalhado pela lâmina de dobragem A, pelo que não poderá ser transmitida pela lâmina de corte B uma suficiente tensão de tracção à parte cisalhada M. Por outro lado, se o ângulo θρ do ombro da lâmina de dobragem for maior ou igual a 170°, não poderá ser transmitida uma suficiente tensão de tracção à parte a ser cisalhada pela lâmina de corte B.

Se for cumprida qualquer uma das condições atrás mencionadas - dizendo respeito ao raio de curvatura Rp do ombro da lâmina de dobragem e ao ângulo θρ do ombro da lâmina de dobragem - já se consegue obter um bom efeito, mas quando ambas são cumpridas, reduz-se a pressão de contacto do material que entra em contacto com o molde em liga metálica, pelo que se suprime o desgaste do molde. Será consequentemente preferível, em termos de manutenção, que ambas as condições sejam cumpridas.

Além disso, no habitual puncionamento é geralmente utilizado um fixador de chapa para apertar o -23- ΡΕ1790422 material contra a matriz, sendo também possível a utilização adequada de um fixador de chapa no método de puncionamento da presente invenção. A carga para supressão de rugas (carga aplicada ao material e que provém do fixador de chapa) não tem um efeito particularmente significativo sobre a tensão residual, pelo que poderá ser usada na gama normalmente utilizada. A velocidade de puncionamento não tem um efeito significativo sobre a tensão residual, mesmo que seja modificada dentro da usual gama industrialmente utilizada, por exemplo desde 0,01 m/s até alguns m/s, pelo que pode ser usado qualquer valor.

Além disso, na maior parte dos casos no processo de puncionamento, o molde ou material é revestido com óleo de lubrificação para suprimir o desgaste do molde. Também na presente invenção poderá ser usado um óleo de lubrificação adequado a essa finalidade.

Além disso, para transmitir uma suficiente tensão de tracção à lâmina de dobragem A, a altura Hp da lâmina de dobragem será de preferência estabelecida num valor de pelo menos 10% da espessura do material trabalhado.

Além disso, a distância Dp entre a ponta P da lâmina de corte e a posição ascendente Q da lâmina de dobragem será de preferência estabelecida em pelo menos 0,1 mm. Isso é assim porque, se a distância for inferior a -24- ΡΕ1790422 este valor, quando é feito o cisalhamento do material trabalhado pela lâmina de corte B, as fendas que geralmente se forma junto do ombro da lâmina de corte tornam-se dificeis de surgir, e a lâmina de corte transmite tensão à posição de corte.

Além disso, a parte situada entre a ponta P da lâmina de corte e a posição ascendente Q da lâmina de dobragem no punção, a parte de baixo da lâmina de dobragem A, e a parte da parede vertical da lâmina de dobragem A assumirão preferencialmente formas planas em termos da produção do punção, mas mesmo que exista algum formato de libertação, o efeito será o mesmo desde que os requisitos anteriores sejam satisfeitos.

Torna-se possível reduzir a tensão residual da face terminal no momento do puncionamento, ao juntar adicionalmente a lâmina de dobragem A ao punção que convencionalmente apenas dispõe da lâmina de corte B. Ao juntar a lâmina de dobragem A e, além disso, tornando maior a altura Hp da lâmina de dobragem, irá diminuir a pressão facial com que a lâmina de corte B e o material trabalhado entram em contacto entre si, pelo que fica também reduzido o montante de desgaste da ponta P da lâmina de corte, embora o material possa quebrar entre a lâmina de dobragem A e a lâmina de corte B, podendo não ser obtido o efeito se a Hp for demasiado elevada antes de a lâmina de corte B e o material trabalhado entrarem em contacto. Nestas -25- ΡΕ1790422 circunstâncias, a altura Hp da lâmina de dobragem será de preferência estabelecida em cerca de 10 mm, ou menos. Não existe nenhum limite superior especifico para o raio de curvatura de ombro Rp, para o ombro da lâmina de dobragem, embora ele dependa das dimensões do punção. Se o raio de curvatura Rp for demasiado grande, torna-se difícil aumentar a altura Hp da lâmina de dobragem, de modo que será preferível um valor de 5 mm ou menos.

Foi atrás explicado o efeito para a situação de juntar uma lâmina de dobragem ao punção, mas serão também obtidos efeitos semelhantes quando se juntam lâminas de dobragem tanto ao punção como à matriz, e quando se junta uma lâmina de dobragem somente à matriz, dado que continua da mesma maneira a ser transmitida uma tensão de tracção ao material como acontecia quando se juntava uma lâmina de dobragem apenas ao punção, como foi atrás explicado. As limitações para as dimensões da lâmina de dobragem, neste caso, são as mesmas que as limitações no caso de se juntar uma lâmina de dobragem apenas ao punção, como foi atrás explicado.

Como método a usar na redução da tensão residual, é necessário moldar o aço a quente e depois cisalhá-lo próximo do ponto morto inferior. Crê-se que a razão é a seguinte. No cisalhamento durante o trabalho a quente, pensa-se que a ferramenta de cisalhamento contacta com a chapa de aço com uma elevada pressão facial. Nesta -26- ΡΕ1790422 situação, é de crer que a velocidade de arrefecimento se torne elevada, e que o aço seja transformado de austenite para uma estrutura transformada de baixa temperatura com uma alta resistência à deformação. Neste momento, acredita-se que se possa manter uma maior tensão residual do que no caso da austenite, embora menor do que no caso de se trabalhar material endurecido à temperatura ambiente. Nestas circunstâncias, a chapa é cisalhada próximo do ponto morto inferior porque, se isso ocorrer durante a moldagem a quente, a resistência à deformação da chapa de aço é pequena e a tensão residual após realização do trabalho torna-se baixa. Além disso, a razão para o momento da realização de trabalho se situar próximo do ponto morto inferior tem a ver com o facto de, se não estiver próximo do ponto morto inferior, a chapa de aço ir-se-á deformar após o cisalhamento, reduzindo-se a forma e a precisão posicionai. A expressão "próximo do ponto morto inferior" significa a uma distância de 10 mm no máximo - de preferência 5 mm - do ponto morto inferior.

Para suprimir a fragilização por hidrogénio, é eficaz controlar a atmosfera do forno de aquecimento antes da moldagem para reduzir a quantidade de hidrogénio no aço, e seguidamente proceder ao seu pós-processamento através de corte por fusão, caracterizado pela sua pequena tensão residual depois da realização do trabalho. A razão para se fazer o arrefecimento e endurecimento do aço após a enformação no molde para - 27 - ΡΕ1790422 produzir uma peça de alta resistência, fundindo em seguida parte da peça a cortar, tem a ver com o facto de, ao fundir parte da peça para a cortar, ser pequena a tensão residual após realização do trabalho e ser boa a resistência à fragilização por hidrogénio.

Poderá ser usado qualquer método, como método de trabalho para fundir parte da peça para a cortar, embora sejam industrialmente preferíveis o trabalho a laser e o corte por plasma com pequenas zonas afectadas pelo calor. O corte com gás apresenta uma pequena tensão residual após realização do trabalho, mas é desvantajoso pelo facto de requerer um grande fornecimento de calor e por serem maiores as zonas onde a resistência da peça se reduz.

Para suprimir a fragilização por hidrogénio é eficaz controlar a atmosfera no forno de aquecimento antes da moldagem, de maneira a reduzir a quantidade de hidrogénio no aço e a fazer o pós-processamento do aço por maquinagem com uma pequena tensão residual após realização do trabalho. A razão para se fazer o arrefecimento e endurecimento do aço após a enformação no molde para produzir uma peça de alta resistência, maquinando-a em seguida para a perfurar ou cortar à volta da peça, tem a ver com o facto de, ao cortar ou realizar outra maquinagem, ser pequena a tensão residual após realização do trabalho e ser boa a resistência à fragilização por hidrogénio -28- ΡΕ1790422

Poderá ser usado qualquer método como método de maquinagem para perfurar a peça ou cortar à volta da peça, embora sejam industrialmente bons a furação ou corte com uma serra, dado que são economicamente superiores.

Mesmo no caso de se utilizar o trabalho precedente para o pós-processamento, será suficiente cortar mecanicamente o local com a alta tensão residual na face terminal da peça cisalhada. A superfície de corte da peça cisalhada é removida num valor de espessura de 0,05 mm ou superior, porque se for feita uma remoção de espessura inferior a este valor, o local onde permanece a tensão residual não pode ser suficientemente removido e a resistência à fragilização por hidrogénio fica reduzida.

Poderá ser usado qualquer método como método para remoção de uma espessura de 0,05 mm ou mais da superfície de corte da peça cisalhada por corte mecânico. Em termos industriais, um método de corte mecânico como a mandrilagem é bom porque é economicamente superior.

Serão em seguida explicadas as razões para limitação da composição química da chapa de aço constituindo o material. O elemento C é adicionado para tornar martensítica a estrutura após o arrefecimento, e garantir as propriedades do material. Para garantir uma resistência de 1000 MPa ou mais, ele será desejavelmente adicionado -29- ΡΕ1790422 numa percentagem de 0,05% ou superior. No entanto, se a quantidade adicionada for demasiado grande, torna-se dificil garantir a resistência no momento da deformação de impacto, pelo que o limite superior será desejavelmente de 0,55%. O elemento Mn destina-se a melhorar a resistência e capacidade de endurecimento. Se for inferior a 0,1%, não se obtém uma resistência suficiente no momento do endurecimento. Por outro, mesmo que seja adicionado acima dos 3%, o efeito torna-se saturante. Portanto, o Mn situar-se-á de preferência no intervalo entre 0,1% e 3%. 0 Si é um elemento de liga típico como solução de endurecimento, mas se ultrapassar os 1,0% as escamas superficiais passam a constituir um problema. Além disso, quando se pretende revestir a superfície da chapa de aço, se a quantidade de Si adicionada for grande deteriora-se a capacidade para realização do revestimento, pelo que o limite superior será de preferência estabelecido em 0,5%. O elemento AI é necessário para ser usado como um material para desoxidar o aço fundido, sendo ainda um elemento de fixação do N. A sua quantidade tem algum efeito sobre o tamanho de grão de cristalização, ou sobre as propriedades mecânicas. Para obter esse efeito, é necessária uma percentagem de 0,005% ou superior, mas se for maior que 0,1% existirão grandes inclusões não metálicas, ocorrendo facilmente microfissuras superficiais -30- ΡΕ1790422 no produto. Por este motivo, o AI situar-se-á preferencialmente no intervalo entre 0,005% e 0,1%. 0 elemento S tem um certo efeito sobre as inclusões não metálicas no aço. Ele provoca a deterioração da trabalhabilidade, e torna-se uma causa de deterioração da tenacidade e do aumento da anisotropia e susceptibilidade para repetir fissuração térmica. Por esta razão, a percentagem de S será de preferência 0,02% ou menos. Note-se que, com maior grau de preferência, ela será que 0,01% ou menos. Mais do que isso, ao limitar a percentagem de S a 0,005% ou menos, as caracteristicas do impacto ficam notavelmente melhoradas. 0 elemento P tem um efeito negativo sobre a fissuração e tenacidade de soldaduras, pelo que a percentagem de P será de preferência igual ou menor que 0,03%. Note-se que de preferência ela será que 0,02% ou menos. Mais do que disso, com um maior grau de preferência, ela será igual ou menor a0,015%.

Se o elemento N exceder os 0,01%, o engrossamento de grão dos nitretos e o endurecimento por envelhecimento pelo soluto de N fazem com que a tenacidade tenha tendência a deteriorar-se. Por essa razão, o N estará de preferência limitado a um montante igual ou inferior a 0,01%. O elemento O não é particularmente limitado, mas a sua adição excessiva torna-se uma causa da formação de -31 - ΡΕ1790422 óxidos que têm um efeito negativo sobre a tenacidade. Para suprimir óxidos que se tornam no ponto de partida para a fractura por fadiga, o seu conteúdo será de preferência 0,015% ou menos. O elemento Cr destina-se a melhorar a capacidade de endurecimento. Além disso, tem o efeito de provocar a precipitação de carbonetos do tipo M23C6 na matriz. Ele desempenha a acção de aumentar a resistência e tornar os carbonetos mais finos. É adicionado para obter estes efeitos. Se for inferior a 0,01%, tais efeitos não poderão ser suficientemente espectáveis. Por outro lado, se for superior a 1,2%, o limite elástico tem tendência para aumentar excessivamente, pelo que o Cr se situará preferencialmente no intervalo de 0,01% a 1,0%. Mais preferivelmente, no intervalo de 0,05% a 1%. 0 elemento B pode ser adicionado com a finalidade de melhorar a capacidade de endurecimento durante a enformação por pressão, ou no arrefecimento após a enformação por pressão. Para conseguir este efeito, torna-se necessário a adição de 0,0002% ou mais. No entanto, se essa quantidade adicionada for excessivamente aumentada, existe alguma preocupação com a fissuração a quente e o efeito fica saturado, pelo que o limite superior é desejavelmente estabelecido em 0,0050%. O elemento Ti pode ser adicionado com a finalidade de fixação do N, formando um composto com B para -32- ΡΕ1790422 efectivamente revelar o efeito de B. Para revelar este efeito, a percentagem de (Ti-3,42XN) tem de ser de pelo menos 0,001%, mas se a quantidade de Ti for excessivamente aumentada, a quantidade de C que não se liga com o Ti decresce e, após o arrefecimento, deixa de ser possivel obter uma suficiente resistência. Como limite superior, será preferível uma percentagem de Ti equivalente à possibilidade de existência de uma quantidade de pelo menos 0,1% de C que não esteja ligado com Ti, ou seja [3, 9 9 x (C-0,05) + (3,42 x N + 0,001)]%.

Podem também ser incluídos os elementos Ni, Cu, Sn e outros que irão provavelmente entrar na composição provindo da sucata. Além destes, podem também ser adicionados Ca, Mg, Y, As, Sb, e REM para atender ao controlo da forma das inclusões. Além disso, para melhorar a resistência é também possível adicionar Ti, Nb, Zr, Mo, ou V. Em particular, o Mo melhora igualmente a capacidade de endurecimento, podendo pois ser identicamente adicionado com essa finalidade, mas se estes elementos forem excessivamente aumentados, a quantidade de C que não se liga com tais elementos irá decrescer e, após o arrefecimento, deixa de ser possível obter uma suficiente resistência; assim sendo, será preferível a adição de não mais de 1% de cada um deles.

Os elementos Cr, B, Ti e Mo atrás mencionados têm um certo efeito sobre a capacidade de endurecimento. As quantidades adicionadas destes elementos podem ser -33- ΡΕ1790422 optimizadas considerando a capacidade de endurecimento necessária, o seu custo no momento da produção, etc. Por exemplo, é possivel optimizar os elementos atrás mencionados - Mn, etc. - para reduzir o custo da liga, reduzir o número de tipos de aço para redução de custos mesmo que o custo da liga não seja de facto minimizado, ou utilizar outras diferentes combinações de elementos de acordo com as circunstâncias no momento da produção.

Adicionalmente, não existe nenhum problema em particular, mesmo considerando a introdução de impurezas inevitavelmente incluídas. A chapa de aço com a composição atrás referida também pode ser tratada por revestimento de alumínio, revestimento de alumínio-zinco, ou revestimento de zinco. No método de produção do mesmo tratamento, a decapagem e a laminagem a frio podem ser realizadas pelos métodos habituais. Também não existirá problemas em que o processo de revestimento de alumínio - ou o processo de revestimento de alumínio-zinco e revestimento de zinco - seja igualmente realizado pelos métodos habituais. Ou seja, para o revestimento de alumínio é adequada uma concentração de 5 a 12% de Si no banho, ao passo que para o revestimento de alumínio-zinco é adequada uma concentração de 40 a 50% de Zn no banho. Além disso, não existirá nenhum problema em particular, mesmo que a camada de revestimento de alumínio inclua Mg ou Zn, ou que a camada de revestimento de -34- ΡΕ1790422 alumínio-zinco inclua Mg. É possível produzir chapas de aço com características semelhantes.

Note-se que, em relação à atmosfera do processo de revestimento, o revestimento é possível para condições normais, tanto numa instalação de revestimento contínuo tendo um forno não oxidante, como numa instalação de revestimento não contínuo tendo um forno não oxidante. Dado que com esta chapa de aço não é por si só necessário um controlo especial, a produtividade também não irá ficar inibida. Por outro lado, no método de revestimento de zinco pode ser utilizada galvanização por imersão a quente, revestimento de zinco electrolítico, galvanização por imersão a quente de elementos de liga, ou outro método. Sob as condições de produção atrás referidas, a superfície da chapa de aço não estará pré-revestida com metal antes do revestimento, mas não existe qualquer problema particular se a chapa de aço for pré-revestida com níquel, pré-revestida com ferro, ou pré-revestida com outro metal para melhorar a sua capacidade para ser revestida. Além disso, não existe qualquer problema particular mesmo se o tratamento da superfície da camada de revestimento consistir num revestimento com um metal diferente, ou num revestimento com um composto inorgânico ou orgânico. No que se segue, irão ser utilizados exemplos para explicar a presente a invenção em maior detalhe.

EXEMPLOS (Exemplo 1) (Fora do âmbito da invenção) -35- ΡΕ1790422

Foi realizada a fundição de placas com as composições químicas apresentadas na Tabela 1. Estas placas foram aquecidas num intervalo de 1050 °C a 1350 °C e laminadas a quente a uma temperatura de acabamento situada entre 800 °C e 900 °C e a uma temperatura de bobinagem ("coiling temperature") situada entre 450 °C e 680 °C para obter chapas de aço laminadas a quente com uma espessura de 4 mm. Em seguida, estas foram decapadas e depois laminadas a frio para obtenção de chapas de aço laminadas a frio com uma espessura de 1,6 mm. Depois disso, as placas foram aquecidas até à zona austenítica de 950 °C, acima do ponto Ac3, sendo por fim moldadas a quente. A atmosfera do forno de aquecimento foi submetida a alterações no que diz respeito à quantidade de hidrogénio e ponto de orvalho. As condições são mostradas na Tabela 2 e Tabela 3. As resistências a tracção foram determinadas como sendo 1523 MPa e 1751 MPa.

Para avaliação das partes perfuradas por punção, foram cortadas peças com uma dimensão 100 mm χ 100 mm a partir dessas peças moldadas para obter provetes. As partes centrais foram puncionadas e removidas, com um punção de diâmetro <j> = 10mm numa folga de 15%, tendo tais partes sido em seguida submetidas a uma segunda realização de trabalhos sob diversas condições. Posteriormente, para avaliação das peças cortadas, os provetes submetidos a uma segunda realização de trabalhos foram cortados para dimensões de 31,4x31,4 mm por intermédio de uma primeira realização de trabalhos para uma folga de 15%, sendo em seguida -36- ΡΕ1790422 submetidos a uma segunda realização de trabalhos sob diversas condições, da mesma forma que a perfuração por punção. 0 formato do provete resultante está representado nas Figura 12, 13. Foi também registada a gama de trabalhos ao executar esta segunda realização de trabalhos. A rectificação mecânica foi realizada por um mandril para o orifício perfurado pelo punção, e por uma máquina de fresagem para a extremidade de corte. Para avaliar a resistência à fissuração destes provetes, deixaram-se ficar os provetes à temperatura ambiente durante 24 horas após o trabalho secundário, sendo então medido por raios X o número de fendas nas extremidades trabalhadas e as tensões residuais nas extremidades puncionadas e nas extremidades cortadas. 0 número de fendas foi medido para toda a periferia do orifício, para um orifício perfurado por punção. Para as extremidades cortadas foi medido um lado.

Como resultado do estudo, para ambas as situações de perfuração por punção e de corte, houve uma frequente ocorrência de fendas para as condições de produção com os n°s 1, 2, 3, 5, 6, 7, 8 e 10 - nas quais, a quantidade de hidrogénio da atmosfera de aquecimento é 30%, ou o ponto de orvalho é 50 °C, a primeira realização de trabalhos foi mantida sem alterações, ou a segunda realização de trabalhos foi executada, depois da primeira realização de trabalhos ao longo de 3 mm a partir da extremidade trabalhada - ao passo que não surgiram fendas para as condições de produção da segunda realização de trabalhos com os n°s 4 e 9, em que a quantidade de hidrogénio da -37- ΡΕ1790422 atmosfera de aquecimento foi de 10% ou inferior, o ponto de orvalho foi de 30 °C ou menos, e foi executada, depois da primeira realização de trabalhos, uma segunda realização de trabalhos a 1000ym de distância da extremidade trabalhada.

Por outro lado, a tendência do número de fendas que ocorrem sob as condições de produção - para uma quantidade de hidrogénio na atmosfera de aquecimento de 10% ou menos, e um ponto de orvalho de 30 °C ou menos - ajusta-se bem aos resultados da medição por raios X da tensão residual. Portanto, para melhorar a resistência à fissuração das extremidades trabalhadas, pode-se dizer que é eficaz o facto de se voltar a trabalhar a parte que dista de 1 ym a 2000 ym relativamente à extremidade trabalhada, depois de executada a primeira realização de trabalhos. ΡΕ1790422 -38-

Tabela 1 (¾ em peso)

Tipo cie aço C Si Mn P s AI Cr N Ti B A 0,22 0,22 1,1 0,010 0,003 0,050 0,20 0,0034 0,023 0,0023 B 0,27 0,15 0,7 0,006 0,009 0,031 0,14 0,0038 0,025 0,0025 ΡΕ1790422 -39-

Tabela 2 N° da N° Espes Quantidade Ponto de Resistência Método de perfuração Gama da Tensão N° de condição do sura de H orvalho à tracção segunda residual de fendas após de Tipo (%) (°C) (MPa) Primeira realização Segunda realização realização tracção da permanência produção de de trabalhos de trabalhos de extremidade de 24 h aço Diâmetro Diâmetro Diâmetro Diâmetro trabalhos do punção do da do da (μη) (MPa) punção matriz punção matriz (mm) (mm) (mm) (mm) 1 5 20 10,0 10,5 - - - 1240 4 2 30 10 10,0 10,5 12,0 12,5 1000 435 6 3 A 1,6 5 50 1523 10,0 10,5 12,0 12,5 1000 395 5 4 1 -10 10,0 10,5 12,0 12,5 1000 420 0 5 3 0 10,0 10,5 16,0 16,5 3000 1193 6 6 5 20 10,0 10,5 - - - 1392 14 7 30 10 10,0 10,5 12,0 12,5 1000 378 7 8 B 1,6 5 50 1751 10,0 10,5 12,0 12,5 1000 445 5 9 1 -10 10,0 10,5 12,0 12,5 1000 266 o 10 3 0 10,0 10,5 16,0 16,5 3000 1353 13 ΡΕ1790422 -40-

Tabela 3 N° da condição de produção N° do Tipo de aço Espes sura Quantidade de H (%) Ponto de orvalho (°C) Resistên cia a tracção (MPa) Método de corte de extremidade Gama da segunda realização de trabalhos (pm) Tensão residual de tracção da extremidade cortada (MPa) N° de fendas após permanência de 24 h Primeira realização de trabalhos Segunda realização de trabalhos Método Folga (%) Método 1 A 1,6 5 20 1523 Cisalhamento 15 - - 1321 5 2 30 10 Cisalhamento 15 Cisalhamento iooo 378 6 3 5 50 Cisalhamento 15 Cisalhamento 1000 425 8 4 1 -10 Cisalhamento 15 Cisalhamento 1000 334 0 5 3 0 Cisalhamento 15 Cisalhamento 3000 1218 5 6 B 1,6 5 20 1751 Cisalhamento 15 - - 1447 16 7 30 10 Cisalhamento 15 Cisalhamento 1000 354 7 8 5 50 Cisalhamento 15 Cisalhamento iooo 405 9 9 1 -10 Cisalhamento 15 Cisalhamento 1000 191 0 10 3 0 Cisalhamento 15 Cisalhamento 3000 1491 15 -41 - ΡΕ1790422 (Exemplo 2) (Fora do âmbito da invenção)

Foi realizada a fundição de placas com as composições químicas apresentadas na Tabela 4. Estas placas foram aquecidas num intervalo de 1050 °C a 1350 °C e laminadas a quente a uma temperatura de acabamento situada entre 800 °C e 900 °C e a uma temperatura de bobinagem situada entre 450 °C e 680 °C para obter chapas de aço laminadas a quente com uma espessura de 4 mm. Em seguida, estas foram decapadas e depois laminadas a frio para obtenção de chapas de aço laminadas a frio com uma espessura de 1,6 mm. Por outro lado, partes das placas laminadas a frio foram tratadas por revestimento de alumínio com imersão a quente, revestimento de alumínio-zinco com imersão a quente, galvanização por imersão a quente de elementos de liga, e galvanização por imersão a quente. A Tabela 5 mostra a legenda para o tipo de revestimento. Depois disso, estas chapas de aço laminadas a frio e chapas de aço com tratamento superficial foram aquecidas, por aquecimento em forno, para a zona austenítica do ponto Ac3 até 950 °C, sendo por fim moldadas a quente. A atmosfera do forno de aquecimento foi submetida a alterações no que diz respeito à quantidade de hidrogénio e ponto de orvalho. As condições são mostradas na Tabela 6.

Uma secção transversal da forma moldada é mostrada na Figura 14. A legenda da Figura 14 é aqui apresentada (1: matriz, 2: punção). A forma do punção, quando observado do lado de cima, é mostrada na Figura 15. A legenda da Figura 15 é aqui apresentada (2: punção). A -42- ΡΕ1790422 forma da matriz, quando observada do lado de baixo, é mostrada na Figura 16. A legenda da Figura 16 é aqui apresentada (1: matriz). 0 molde seguiu o formato do punção. 0 formato da matriz foi determinado por uma folga com uma espessura de 1,6 mm. As dimensões da peça em bruto ("blank") foram estabelecidas (em mm) com espessura de 1, 6 x 300 x 500. Como condições de moldagem, a velocidade de puncionamento foi fixada em lOmm/s, a força de compressão foi fixada em 200 ton, e o tempo de espera no ponto morto inferior foi fixado em 5 segundos. Uma vista esquemática da peça moldada é mostrada na Figura 17. Um provete para ensaio de tracção foi recortado a partir da peça moldada. A resistência à tracção da peça moldada era de 1470 MPa ou superior. 0 cisalhamento realizado consistiu em perfuração. A posição assinalada na Figura 18 foi perfurada usando um punção com um diâmetro <D=10mm e usando uma matriz com um diâmetro de 10,5 mm. A Figura 18 mostra o formato da peça vista de cima. A legenda da Figura 18 é aqui apresentada (1: peça, 2: centro do orifício perfurado). A perfuração foi realizada antes de terem decorrido 30 minutos após a moldagem a quente. Depois da perfuração foi realizada moldagem. Os métodos de trabalho são também apresentados na Tabela 6. Em termos da legenda, o caso da moldagem é identificado pela letra "S", enquanto o caso de a peça não ser trabalhada é identificado pela letra "N". Desta vez, o diâmetro do orifício acabado foi alterado, e foi estudado o efeito da espessura removida. As condições são mostradas em conjunto com a Tabela 6. A moldagem foi realizada antes de terem decorrido 30 minutos após a perfuração. Foi avaliada -43- ΡΕ1790422 a resistência à fragilização por hidrogénio através da análise de todo o perímetro do orificio uma semana após a moldagem, de modo a detectar a presença de quaisquer fendas. 0 exame foi realizado usando uma lupa ou microscópio electrónico. Os resultados da detecção são mostrados em conjunto com a Tabela 6. Note-se que a prensa utilizada foi uma genérica prensa excêntrica ("crank press").

Os ensaios n°s 1 a 249 mostram os resultados da consideração dos efeitos do tipo de aço, tipo de revestimento, concentração de hidrogénio na atmosfera e ponto de orvalho, para o caso de se trabalhar por moldagem. Quando no âmbito da invenção, não ocorreram fendas após perfuração. Os ensaios n°s 250 a 277 são casos comparativos de peças não trabalhadas. Em nenhum dos casos ocorreram fendas. ΡΕ1790422 -44-

Tabela 4 (¾ em peso)

Tipo cie aço C Si Mn P s AI Cr N Ti B C 0,22 0,2 2,2 0,015 0,008 0,040 - 0,0040 - - D 0,22 0,22 1,1 0,010 0,003 0,050 0,20 0,0034 0,023 0,0023 E 0,21 Λ 1 0 0,18 1,3 0,006 0,004 0,031 1,10 0,0038 - - ΡΕ1790422 -45-

Tabela 5

Tipo de revestimento Legenda Sem revestimento CR Revestimento de alumínio AL Galvanização por imersão a quente de elementos de liga GA Galvanização por imersão a quente GI

Tabela 6 (Ia Parte) N° Do ensaio Tipo de aço Tipo de revestimento Quantidade de H (%) Ponto de orvalho (°C) Método de trabalho Quantidade trabalhada (mm) Fendas 1 c CR 80 -40 S 0, 1 Sim 2 c CR 80 -20 S 0, 1 Sim 3 c CR 80 0 S 0,1 Sim 4 c CR 80 5 S 0, 1 Sim 5 c CR 80 15 S 0, 1 Sim 6 c CR 80 25 s 0,1 Sim 7 c CR 80 40 S 0, 1 Sim 8 c AL 80 -40 s 0, 1 Sim 9 c AL 80 -20 s τ—1 o Sim 10 c AL 80 0 s 0, 1 Sim 11 c AL 80 5 s 0, 1 Sim 12 c AL 80 15 s 0,1 Sim 13 c AL 80 25 s 0, 1 Sim 14 c AL 80 40 s 0, 1 Sim 15 c GI 80 -20 s 0,1 Sim 16 c GA 80 -20 s 0, 1 Sim 17 D CR 80 -40 s 0, 1 Sim 18 D CR 80 -20 s 0,1 Sim 19 D CR 80 0 s 0, 1 Sim 20 D CR 80 5 s 0, 1 Sim 21 D CR 80 15 s 0,1 Sim 22 D CR 80 25 s 0, 1 Sim 23 D CR 80 40 s 0, 1 Sim 24 D AL 80 -40 s 0,1 Sim 25 D AL 80 -20 s 0, 1 Sim 26 D AL 80 0 s 0, 1 Sim 27 D AL 80 5 s 0,1 Sim 28 D AL 80 15 s 0, 1 Sim 29 D AL 80 25 s 0, 1 Sim 30 D AL 80 40 s 0,1 Sim 31 D GI 80 -20 s 0, 1 Sim 32 D GA 80 -20 s 0, 1 Sim 33 E CR 80 -40 s 0,1 Sim 34 E CR 80 -20 s 0, 1 Sim 35 E CR 80 0 s 0, 1 Sim 36 E CR 80 5 s 0,1 Sim 37 E CR 80 15 s 0, 1 Sim 38 E CR 80 25 s 0, 1 Sim 39 E CR 80 40 s 0,1 Sim 40 E AL 80 -40 s 0, 1 Sim 41 E AL 80 -20 s 0, 1 Sim 42 E AL 80 0 s 0,1 Sim 43 E AL 80 5 s 0, 1 Sim 44 E AL 80 15 s 0, 1 Sim 45 E AL 80 25 s ç—1 o Sim 4 6 E AL 80 40 s 0, 1 Sim 47 E GI 80 -20 s 0, 1 Sim 48 E GA 80 -20 s 0,1 Sim 49 C CR 40 -40 s 0, 1 Sim 50 C CR 40 0 s 0, 1 Sim 51 C CR 40 15 s 0, 1 Sim PE179( 3422 - z 6 - 52 C CR 40 40 s 0,1 Sim 53 D CR 40 -40 s 0, 1 Sim 54 D CR 40 0 s 0, 1 Sim 55 D CR 40 15 s 0, 1 Sim 56 D CR 40 40 s 0, 1 Sim 57 E CR 40 -40 s 0, 1 Sim 58 E CR 40 0 s 0, 1 Sim 59 E CR 40 15 s 0, 1 Sim 60 E CR 40 40 s 0, 1 Sim 61 C CR 8 -40 s 0, 1 Nenhuma 62 C CR 8 -20 s 0, 1 Nenhuma 63 C CR 8 0 s 0, 1 Nenhuma 64 C CR 8 5 s 0, 1 Nenhuma 65 C CR 8 15 s 0, 1 Nenhuma 6 6 C CR 8 25 s 0, 1 Nenhuma 67 C CR 8 40 s 0, 1 Sim 68 D CR 8 -40 s 0, 1 Nenhuma 69 D CR 8 -20 s 0, 1 Nenhuma 70 D CR 8 0 s 0, 1 Nenhuma 71 D CR 8 5 s 0, 1 Nenhuma 72 D CR 8 15 s 0, 1 Nenhuma 73 D CR 8 25 s 0, 1 Nenhuma 74 D CR 8 40 s 0, 1 Sim 75 E CR 8 -40 s 0, 1 Nenhuma 76 E CR 8 -20 s 0, 1 Nenhuma 77 E CR 8 0 s 0, 1 Nenhuma 78 E CR 8 5 s 0, 1 Nenhuma 79 E CR 8 15 s 0, 1 Nenhuma 80 E CR 8 25 s 0, 1 Nenhuma 81 E CR 8 40 s 0, 1 Sim 82 C CR 4 -40 s 0, 1 Nenhuma 83 C CR 4 0 s 0, 1 Nenhuma 84 C CR 4 15 s 0,1 Nenhuma 85 C CR 4 40 s 0, 1 Sim 86 D CR 4 -40 s 0, 1 Nenhuma 87 D CR 4 0 s 0,1 Nenhuma 88 D CR 4 15 s 0, 1 Nenhuma 89 D CR 4 40 s 0, 1 Sim 90 E CR 4 -40 s 0,1 Nenhuma 91 E CR 4 0 s 0, 1 Nenhuma 92 E CR 4 15 s 0, 1 Nenhuma 93 E CR 4 40 s 0,1 Sim 94 C CR 2 -40 s 0, 1 Nenhuma 95 C CR 2 -20 s 0, 1 Nenhuma 96 c CR 2 0 s 0,1 Nenhuma 97 C CR 2 5 s 0, 1 Nenhuma 98 c CR 2 15 s 0, 1 Nenhuma 99 c CR 2 25 s 0,1 Nenhuma 100 c CR 2 40 s 0, 1 Sim

Tabela 6 (2a Parte) N° Ensaio Tipo de aço Tipo de revestimento Quantidade de H (%) Ponto de orvalho (°C) Método de trabalho Quantidade trabalhada (mm) Fendas 101 c AL 2 -40 S 0, 1 Nenhuma 102 c AL 2 -20 S 0, 1 Nenhuma 103 c AL 2 0 s 0,1 Nenhuma 104 c AL 2 5 s 0, 1 Nenhuma 105 c AL 2 15 s 0, 1 Nenhuma 106 c AL 2 25 s 0,1 Nenhuma 107 c AL 2 40 s 0, 1 Sim 108 c GI 2 15 s 0, 1 Nenhuma 109 c GA 2 15 s 0,1 Nenhuma 110 D CR 2 -40 s 0, 1 Nenhuma -47- ΡΕ1790422 111 D CR 2 -20 s 0,1 Nenhuma 112 D CR 2 0 s 0, 1 Nenhuma 113 D CR 2 5 s 0, 1 Nenhuma 114 D CR 2 15 s 0, 1 Nenhuma 115 D CR 2 25 s 0, 1 Nenhuma 116 D CR 2 40 s 0, 1 Sim 117 D AL 2 -40 s 0, 1 Nenhuma 118 D AL 2 -20 s 0, 1 Nenhuma 119 D AL 2 0 s 0, 1 Nenhuma 120 D AL 2 5 s 0, 1 Nenhuma 121 D AL 2 15 s 0, 1 Nenhuma 122 D AL 2 25 s 0, 1 Nenhuma 123 D AL 2 40 s 0, 1 Sim 124 D GI 2 15 s 0, 1 Nenhuma 125 D GA 2 15 s 0, 1 Nenhuma 126 E CR 2 -40 s 0, 1 Nenhuma 127 E CR 2 -20 s 0, 1 Nenhuma 128 E CR 2 0 s 0, 1 Nenhuma 129 E CR 2 5 s 0, 1 Nenhuma 130 E CR 2 15 s 0, 1 Nenhuma 131 E CR 2 25 s 0, 1 Nenhuma 132 E CR 2 40 s 0, 1 Sim 133 E AL 2 -40 s 0, 1 Nenhuma 134 E AL 2 -20 s 0, 1 Nenhuma 135 E AL 2 0 s 0, 1 Nenhuma 136 E AL 2 5 s 0, 1 Nenhuma 137 E AL 2 15 s 0, 1 Nenhuma 138 E AL 2 25 s 0, 1 Nenhuma 139 E AL 2 40 s 0, 1 Sim 140 E GI 2 15 s 0, 1 Nenhuma 141 E GA 2 15 s 0, 1 Nenhuma 142 C CR 0,5 -40 s 0, 1 Nenhuma 143 C CR 0 f 5 0 s 0,1 Nenhuma 144 C CR 0,5 15 s 0, 1 Nenhuma 145 C CR 0,5 40 s 0, 1 Sim 146 D CR 0 f 5 -40 s 0,1 Nenhuma 147 D CR 0,5 0 s 0, 1 Nenhuma 148 D CR 0,5 15 s 0, 1 Nenhuma 149 D CR 0,5 40 s 0,1 Sim 150 E CR 0,5 -40 s 0, 1 Nenhuma 151 E CR 0,5 0 s 0, 1 Nenhuma 152 E CR 0 f 5 15 s 0,1 Nenhuma 153 E CR 0,5 40 s 0, 1 Sim 154 C CR 0, 1 -40 s 0, 1 Nenhuma 155 c CR 0,1 -20 s 0,1 Nenhuma 156 C CR 0, 1 0 s 0, 1 Nenhuma 157 C CR 0, 1 5 s 0, 1 Nenhuma 158 c CR 0,1 15 s 0,1 Nenhuma 159 c CR 0, 1 25 s 0, 1 Nenhuma 160 c CR 0, 1 40 s 0, 1 Sim 161 c AL 0,1 -40 s 0,1 Nenhuma 162 c AL 0, 1 -20 s 0, 1 Nenhuma 163 c AL 0, 1 0 s 0, 1 Nenhuma 164 c AL 0,1 5 s 0,1 Nenhuma 165 c AL 0, 1 15 s 0, 1 Nenhuma 16 6 c AL 0, 1 25 s 0, 1 Nenhuma 167 c AL 0,1 40 s 0,1 Sim 168 c GI 0, 1 15 s 0, 1 Nenhuma 169 c GA 0, 1 15 s 0, 1 Nenhuma 170 D CR 0,1 -40 s 0,1 Nenhuma 171 D CR 0, 1 -20 s 0, 1 Nenhuma 172 D CR 0, 1 0 s 0, 1 Nenhuma 173 D CR 0,1 5 s 0,1 Nenhuma 174 D CR 0, 1 15 s 0, 1 Nenhuma 175 D CR 0, 1 25 s 0, 1 Nenhuma 176 D CR 0,1 40 s 0,1 Sim 177 D AL 0, 1 -40 s 0, 1 Nenhuma -48- ΡΕ1790422 178 D AL 0,1 -20 S 0,1 Nenhuma 179 D AL 0, 1 0 S 0, 1 Nenhuma 180 D AL 0, 1 5 S 0, 1 Nenhuma 181 D AL 0, 1 15 S 0, 1 Nenhuma 182 D AL 0, 1 25 S 0, 1 Nenhuma 183 D AL 0, 1 40 S 0, 1 Sim 184 D GI 0, 1 15 S 0, 1 Nenhuma 185 D GA 0, 1 15 S 0, 1 Nenhuma 186 E CR 0, 1 -40 S 0, 1 Nenhuma 187 E CR 0, 1 -20 s 0, 1 Nenhuma 188 E CR 0, 1 0 s 0, 1 Nenhuma 189 E CR 0, 1 5 s 0, 1 Nenhuma 190 E CR 0, 1 15 s 0, 1 Nenhuma 191 E CR 0, 1 25 s 0, 1 Nenhuma 192 E CR 0, 1 40 s 0, 1 Sim 193 E AL 0, 1 -40 s 0, 1 Nenhuma 194 E AL 0, 1 -20 s 0, 1 Nenhuma 195 E AL 0, 1 0 s 0, 1 Nenhuma 196 E AL 0, 1 5 s 0, 1 Nenhuma 197 E AL 0, 1 15 s 0, 1 Nenhuma 198 E AL 0, 1 25 s 0, 1 Nenhuma 199 E AL 0, 1 40 s 0, 1 Sim 200 E GI 0, 1 15 s 0, 1 Nenhuma

Tabela 6 (3a Parte) N° Ensaio Tipo de aço Tipo de revestimento Quantidade de H (%) Ponto de orvalho (°C) Método de trabalho Quantidade trabalhada (mm) Fendas 201 E GA 0, 1 15 S 0, 1 Nenhuma 202 c CR 0, 05 -20 S 0, 1 Nenhuma 203 c CR 0, 05 -40 S 0, 1 Nenhuma 204 c CR 0, 05 -20 S 0, 1 Nenhuma 205 c CR 0, 05 0 S 0, 1 Nenhuma 206 c CR 0, 05 5 S 0, 1 Nenhuma 207 c CR 0, 05 15 S 0, 1 Nenhuma 208 c CR 0, 05 25 S 0, 1 Nenhuma 209 c CR 0, 05 40 S 0, 1 Sim 210 D CR 0, 05 -20 S 0, 1 Nenhuma 211 D CR 0, 05 -40 S 0, 1 Nenhuma 212 D CR 0, 05 -20 S 0, 1 Nenhuma 213 D CR 0, 05 0 S 0, 1 Nenhuma 214 D CR 0, 05 5 S 0, 1 Nenhuma 215 D CR 0, 05 15 S 0, 1 Nenhuma 216 D CR 0, 05 25 S 0, 1 Nenhuma 217 D CR 0, 05 40 S 0, 1 Sim 218 E CR 0, 05 -20 S 0, 1 Nenhuma 219 E CR 0,05 -40 S 0,1 Nenhuma 220 E CR 0, 05 -20 S 0, 1 Nenhuma 221 E CR 0, 05 0 S 0, 1 Nenhuma 222 E CR 0,05 5 S 0,1 Nenhuma 223 E CR 0, 05 15 S 0, 1 Nenhuma 224 E CR 0, 05 25 S 0, 1 Nenhuma 225 E CR 0,05 40 S 0,1 Sim 226 C CR 0, 01 -40 S 0, 1 Nenhuma 227 C CR 0, 01 0 S 0, 1 Nenhuma 228 C CR 0, 01 15 s 0,1 Nenhuma 229 C CR 0, 01 40 s 0, 1 Sim 230 D CR 0, 01 -40 s 0, 1 Nenhuma 231 D CR 0,01 0 s 0,1 Nenhuma 232 D CR 0, 01 15 s 0, 1 Nenhuma 233 D CR 0, 01 40 s 0, 1 Sim 234 E CR 0,01 -40 s 0,1 Nenhuma 235 E CR 0, 01 0 s 0, 1 Nenhuma -49- ΡΕ1790422 236 E CR 0,01 15 s 0,1 Nenhuma 237 E CR 0, 01 40 s 0, 1 Sim 238 C CR 0, 005 -40 s 0, 1 Nenhuma 239 C CR 0, 005 0 s 0, 1 Nenhuma 240 C CR 0, 005 15 s 0, 1 Nenhuma 241 C CR 0, 005 40 s 0, 1 Sim 242 D CR 0, 005 -40 s 0, 1 Nenhuma 243 D CR 0, 005 0 s 0, 1 Nenhuma 244 D CR 0, 005 15 s 0, 1 Nenhuma 245 D CR 0, 005 40 s 0, 1 Sim 246 E CR 0, 005 -40 s 0, 1 Nenhuma 247 E CR 0, 005 0 s 0, 1 Nenhuma 248 E CR 0, 005 15 s 0, 1 Nenhuma 249 E CR 0, 005 40 s 0, 1 Sim 250 D CR 80 -40 N 0 Sim 251 D CR 80 -20 N 0 Sim 252 D CR 80 0 N 0 Sim 253 D CR 80 5 N 0 Sim 254 D CR 80 15 N 0 Sim 255 D CR 80 25 N 0 Sim 256 D CR 80 40 N 0 Sim 257 D AL 80 -40 N 0 Sim 258 D AL 80 -20 N 0 Sim 259 D AL 80 0 N 0 Sim 260 D AL 80 5 N 0 Sim 261 D AL 80 15 N 0 Sim 262 D AL 80 25 N 0 Sim 263 D AL 80 40 N 0 Sim 264 D CR 8 -40 N 0 Sim 265 D CR 8 -20 N 0 Sim 266 D CR 8 0 N 0 Sim 267 D CR 8 5 N 0 Sim 268 D CR 8 15 N 0 Sim 269 D CR 8 25 N 0 Sim 270 D CR 8 40 N 0 Sim 271 D AL 8 -40 N 0 Sim 272 D AL 8 -20 N 0 Sim 273 D AL 8 0 N 0 Sim 274 D AL 8 5 N 0 Sim 275 D AL 8 15 N 0 Sim 276 D AL 8 25 N 0 Sim 277 D AL 8 40 N 0 Sim (Exemplo 3) (Fora do âmbito da invenção)

Foi realizada a fundição de placas com as composições quimicas apresentadas na Tabela 4. Estas placas foram aquecidas num intervalo de 1050 °C a 1350 °C e laminadas a quente a uma temperatura de acabamento situada entre 800 °C e 900 °C e a uma temperatura de bobinaqem situada entre 450 °C e 680 °C para obter chapas de aço laminadas a quente com uma espessura de 4 mm. Em seguida, estas foram decapadas e depois laminadas a frio para -50- ΡΕ1790422 obtenção de chapas de aço laminadas a frio com uma espessura de 1,6 mm. Adicionalmente, partes destas placas laminadas a frio foram tratadas por revestimento de alumínio com imersão a quente, revestimento de aluminio-zinco com imersão a quente, galvanização por imersão a quente de elementos de liga, e galvanização por imersão a quente. A Tabela 5 mostra as legendas dos tipos de revestimento. Depois disso, estas chapas de aço laminadas a frio e chapas de aço com tratamento superficial foram aquecidas, por aquecimento em forno, até uma temperatura superior ao ponto Ac3, ou seja até 950 °C na zona austenitica, sendo por fim moldadas a quente. A atmosfera no forno de aquecimento foi submetida a alterações no que diz respeito à quantidade de hidrogénio e ao ponto de orvalho. As condições são mostradas na Tabela 7.

Uma secção transversal da forma moldada é mostrada na Figura 14. A legenda da Figura 14 é aqui apresentada (1: matriz, 2: punção). A forma do punção, quando observado do lado de cima, é mostrada na Figura 15. A Figura 15 apresenta a legenda (2: punção). A forma da matriz, quando observada do lado de baixo, é mostrada na Figura 16. A legenda da Figura 16 é aqui apresentada (1: matriz). O molde seguiu o formato do punção. O formato da matriz foi determinado por uma folga com uma espessura de 1,6 mm. As dimensões da peça em bruto (em mm) foram estabelecidas com espessura de 1,6x300x500. As condições -51 - ΡΕ1790422 de moldagem foram: uma velocidade de puncionamento de 10 mm/s, uma força de compressão de 200 ton, e um tempo de espera no ponto morto inferior de 5 segundos. Uma vista esquemática da peça moldada é mostrada na Figura 17. Para um provete de ensaio à tracção recortado a partir da peça moldada, a resistência à tracção da peça moldada apresentou um valor de 1470 MPa ou superior. O cisalhamento realizado consistiu em perfuração. A posição mostrada na Figura 18 foi perfurada usando um punção com um diâmetro cD=10mm e usando uma matriz com um diâmetro de 10,5 mm. A Figura 18 mostra o formato da peça, vista de cima. A legenda da Figura 18 é aqui apresentada (1: peça, 2: centro do orificio a perfurar). A perfuração foi realizada antes de terem decorrido 30 minutos após a moldagem a quente. Depois da perfuração foi realizada a cunhagem ("coining"). A cunhagem foi realizada ao ensanduichar uma placa a ser trabalhada entre um punção cónico - apresentando um ângulo de 45° relativamente à superfície da placa - e uma matriz apresentando uma

superfície plana. A Figura 19 mostra a ferramenta. A legenda na Figura 19 é aqui apresentada (1: punção, 2: matriz, 3: peça em bruto após perfuração). A cunhagem foi realizada antes de terem decorrido 30 segundos após a perfuração. A resistência à fragilização por hidrogénio foi avaliada uma semana após a cunhagem, observando todo o perímetro do orifício e detectando a presença de fendas. As -52- ΡΕ1790422 fendas foram observadas com uma lupa ou microscópio electrónico. Os resultados da detecção são mostrados em conjunto com a Tabela 7.

Os ensaios n°s 1 a 249 mostram os resultados da consideração dos efeitos do tipo de aço, tipo de revestimento, concentração de hidrogénio na atmosfera e ponto de orvalho, para o caso da cunhagem. Os ensaios n°s 250 a 277 correspondem aos casos de não ser realizada cunhagem e ocorreram fendas após perfuração.

Tabe a 7 (1

Parte) N° de Ensaio Tipo de aço Tipo de revestimento Quantidade de H (%) Ponto de orvalho (° C) Método de trabalho Fendas 1 c CR 80 -40 Cunhagem Sim 2 c CR 80 -20 Cunhagem Sim 3 c CR 80 0 Cunhagem Sim 4 c CR 80 5 Cunhagem Sim 5 c CR 80 15 Cunhagem Sim 6 c CR 80 25 Cunhagem Sim 7 c CR 80 40 Cunhagem Sim 8 c AL 80 -40 Cunhagem Sim 9 c AL 80 -20 Cunhagem Sim 10 c AL 80 0 Cunhagem Sim 11 c AL 80 5 Cunhagem Sim 12 c AL 80 15 Cunhagem Sim 13 c AL 80 25 Cunhagem Sim 14 c AL 80 40 Cunhagem Sim 15 c GI 80 -20 Cunhagem Sim 16 c GA 80 -20 Cunhagem Sim 17 D CR 80 -40 Cunhagem Sim 18 D CR 80 -20 Cunhagem Sim 19 D CR 80 0 Cunhagem Sim 20 D CR 80 5 Cunhagem Sim 21 D CR 80 15 Cunhagem Sim 22 D CR 80 25 Cunhagem Sim 23 D CR 80 40 Cunhagem Sim 24 D AL 80 -40 Cunhagem Sim 25 D AL 80 -20 Cunhagem Sim 26 D AL 80 0 Cunhagem Sim 27 D AL 80 5 Cunhagem Sim 28 D AL 80 15 Cunhagem Sim 29 D AL 80 25 Cunhagem Sim 30 D AL 80 40 Cunhagem Sim 31 D GI 80 -20 Cunhagem Sim 32 D GA 80 -20 Cunhagem Sim 33 E CR 80 -40 Cunhagem Sim 34 E CR 80 -20 Cunhagem Sim 35 E CR 80 0 Cunhagem Sim -53- ΡΕ1790422 36 Ε CR 80 5 Cunhagem Sim 37 Ε CR 80 15 Cunhagem Sim 38 Ε CR 80 25 Cunhagem Sim 39 Ε CR 80 40 Cunhagem Sim 40 Ε AL 80 -40 Cunhagem Sim 41 Ε AL 80 -20 Cunhagem Sim 42 Ε AL 80 0 Cunhagem Sim 43 Ε AL 80 5 Cunhagem Sim 44 Ε AL 80 15 Cunhagem Sim 45 Ε AL 80 25 Cunhagem Sim 4 6 Ε AL 80 40 Cunhagem Sim 47 Ε GI 80 -20 Cunhagem Sim 48 Ε GA 80 -20 Cunhagem Sim 49 C CR 40 -40 Cunhagem Sim 50 C CR 40 0 Cunhagem Sim 51 C CR 40 15 Cunhagem Sim 52 C CR 40 40 Cunhagem Sim 53 D CR 40 -40 Cunhagem Sim 54 D CR 40 0 Cunhagem Sim 55 D CR 40 15 Cunhagem Sim 56 D CR 40 40 Cunhagem Sim 57 Ε CR 40 -40 Cunhagem Sim 58 Ε CR 40 0 Cunhagem Sim 59 Ε CR 40 15 Cunhagem Sim 60 Ε CR 40 40 Cunhagem Sim 61 C CR 8 -40 Cunhagem Nenhuma 62 C CR 8 -20 Cunhagem Nenhuma 63 C CR 8 0 Cunhagem Nenhuma 64 C CR 8 5 Cunhagem Nenhuma 65 C CR 8 15 Cunhagem Nenhuma 6 6 C CR 8 25 Cunhagem Nenhuma 67 C CR 8 40 Cunhagem Sim 68 D CR 8 -40 Cunhagem Nenhuma 69 D CR 8 -20 Cunhagem Nenhuma 70 D CR 8 0 Cunhagem Nenhuma 71 D CR 8 5 Cunhagem Nenhuma 72 D CR 8 15 Cunhagem Nenhuma 73 D CR 8 25 Cunhagem Nenhuma 74 D CR 8 40 Cunhagem Sim 75 Ε CR 8 -40 Cunhagem Nenhuma 76 Ε CR 8 -20 Cunhagem Nenhuma 77 Ε CR 8 0 Cunhagem Nenhuma 78 Ε CR 8 5 Cunhagem Nenhuma 79 Ε CR 8 15 Cunhagem Nenhuma 80 Ε CR 8 25 Cunhagem Nenhuma 81 Ε CR 8 40 Cunhagem Sim 82 C CR 4 -40 Cunhagem Nenhuma 83 C CR 4 0 Cunhagem Nenhuma 84 C CR 4 15 Cunhagem Nenhuma 85 C CR 4 40 Cunhagem Sim 86 D CR 4 -40 Cunhagem Nenhuma 87 D CR 4 0 Cunhagem Nenhuma 88 D CR 4 15 Cunhagem Nenhuma 89 D CR 4 40 Cunhagem Sim 90 Ε CR 4 -40 Cunhagem Nenhuma 91 Ε CR 4 0 Cunhagem Nenhuma 92 Ε CR 4 15 Cunhagem Nenhuma 93 Ε CR 4 40 Cunhagem Sim 94 C CR 2 -40 Cunhagem Nenhuma 95 C CR 2 -20 Cunhagem Nenhuma 96 C CR 2 0 Cunhagem Nenhuma 97 C CR 2 5 Cunhagem Nenhuma 98 C CR 2 15 Cunhagem Nenhuma 99 C CR 2 25 Cunhagem Nenhuma 100 C CR 2 40 Cunhagem Sim -54- ΡΕ1790422

Tabela 7 (2a Parte) N° Ensaio Tipo de aço Tipo de revestimento Quantidade de H (%) Ponto de orvalho (°C) Método de trabalho Fendas 101 c AL 2 -40 Cunhagem Nenhuma 102 c AL 2 -20 Cunhagem Nenhuma 103 c AL 2 0 Cunhagem Nenhuma 104 c AL 2 5 Cunhagem Nenhuma 105 c AL 2 15 Cunhagem Nenhuma 106 c AL 2 25 Cunhagem Nenhuma 107 c AL 2 40 Cunhagem Sim 108 c GI 2 15 Cunhagem Nenhuma 109 c GA 2 15 Cunhagem Nenhuma 110 D CR 2 -40 Cunhagem Nenhuma 111 D CR 2 -20 Cunhagem Nenhuma 112 D CR 2 0 Cunhagem Nenhuma 113 D CR 2 5 Cunhagem Nenhuma 114 D CR 2 15 Cunhagem Nenhuma 115 D CR 2 25 Cunhagem Nenhuma 116 D CR 2 40 Cunhagem Sim 117 D AL 2 -40 Cunhagem Nenhuma 118 D AL 2 -20 Cunhagem Nenhuma 119 D AL 2 0 Cunhagem Nenhuma 120 D AL 2 5 Cunhagem Nenhuma 121 D AL 2 15 Cunhagem Nenhuma 122 D AL 2 25 Cunhagem Nenhuma 123 D AL 2 40 Cunhagem Sim 124 D GI 2 15 Cunhagem Nenhuma 125 D GA 2 15 Cunhagem Nenhuma 126 E CR 2 -40 Cunhagem Nenhuma 127 E CR 2 -20 Cunhagem Nenhuma 128 E CR 2 0 Cunhagem Nenhuma 129 E CR 2 5 Cunhagem Nenhuma 130 E CR 2 15 Cunhagem Nenhuma 131 E CR 2 25 Cunhagem Nenhuma 132 E CR 2 40 Cunhagem Sim 133 E AL 2 -40 Cunhagem Nenhuma 134 E AL 2 -20 Cunhagem Nenhuma 135 E AL 2 0 Cunhagem Nenhuma 136 E AL 2 5 Cunhagem Nenhuma 137 E AL 2 15 Cunhagem Nenhuma 138 E AL 2 25 Cunhagem Nenhuma 139 E AL 2 40 Cunhagem Sim 140 E GI 2 15 Cunhagem Nenhuma 141 E GA 2 15 Cunhagem Nenhuma 142 C CR 0,5 -40 Cunhagem Nenhuma 143 c CR 0,5 0 Cunhagem Nenhuma 144 C CR 0,5 15 Cunhagem Nenhuma 145 C CR 0,5 40 Cunhagem Sim 146 D CR 0,5 -40 Cunhagem Nenhuma 147 D CR 0,5 0 Cunhagem Nenhuma 148 D CR 0,5 15 Cunhagem Nenhuma 149 D CR 0,5 40 Cunhagem Sim 150 E CR 0,5 -40 Cunhagem Nenhuma 151 E CR 0,5 0 Cunhagem Nenhuma 152 E CR 0,5 15 Cunhagem Nenhuma 153 E CR 0,5 40 Cunhagem Sim 154 C CR 0, 1 -40 Cunhagem Nenhuma 155 C CR 0, 1 -20 Cunhagem Nenhuma 156 C CR 0, 1 0 Cunhagem Nenhuma 157 C CR 0, 1 5 Cunhagem Nenhuma 158 C CR 0, 1 15 Cunhagem Nenhuma 159 C CR 0, 1 25 Cunhagem Nenhuma 160 C CR 0, 1 40 Cunhagem Sim 161 C AL 0, 1 -40 Cunhagem Nenhuma ΡΕ1790422 -55- 162 c AL 0, 1 -20 Cunhagem Nenhuma 163 c AL 0, 1 0 Cunhagem Nenhuma 164 c AL 0, 1 5 Cunhagem Nenhuma 165 c AL 0, 1 15 Cunhagem Nenhuma 16 6 c AL 0, 1 25 Cunhagem Nenhuma 167 c AL 0, 1 40 Cunhagem Sim 168 c GI 0, 1 15 Cunhagem Nenhuma 169 c GA 0, 1 15 Cunhagem Nenhuma 170 D CR 0, 1 -40 Cunhagem Nenhuma 171 D CR 0, 1 -20 Cunhagem Nenhuma 172 D CR 0, 1 0 Cunhagem Nenhuma 173 D CR 0, 1 5 Cunhagem Nenhuma 174 D CR 0, 1 15 Cunhagem Nenhuma 175 D CR 0, 1 25 Cunhagem Nenhuma 176 D CR 0, 1 40 Cunhagem Sim 177 D AL 0, 1 -40 Cunhagem Nenhuma 178 D AL 0, 1 -20 Cunhagem Nenhuma 179 D AL 0, 1 0 Cunhagem Nenhuma 180 D AL 0, 1 5 Cunhagem Nenhuma 181 D AL 0, 1 15 Cunhagem Nenhuma 182 D AL 0, 1 25 Cunhagem Nenhuma 183 D AL 0, 1 40 Cunhagem Sim 184 D GI 0, 1 15 Cunhagem Nenhuma 185 D GA 0, 1 15 Cunhagem Nenhuma 186 E CR 0, 1 -40 Cunhagem Nenhuma 187 E CR 0, 1 -20 Cunhagem Nenhuma 188 E CR 0, 1 0 Cunhagem Nenhuma 189 E CR 0, 1 5 Cunhagem Nenhuma 190 E CR 0, 1 15 Cunhagem Nenhuma 191 E CR 0, 1 25 Cunhagem Nenhuma 192 E CR 0, 1 40 Cunhagem Sim 193 E AL 0, 1 -40 Cunhagem Nenhuma 194 E AL 0,1 -20 Cunhagem Nenhuma 195 E AL 0, 1 0 Cunhagem Nenhuma 196 E AL 0, 1 5 Cunhagem Nenhuma 197 E AL 0,1 15 Cunhagem Nenhuma 198 E AL 0, 1 25 Cunhagem Nenhuma 199 E AL 0, 1 40 Cunhagem Sim 200 E GI 0,1 15 Cunhagem Nenhuma

Tabela 7 (3a Parte) N° de Ensaio Tipo de aço Tipo de revestimento Quantidade de H (%) Ponto de orvalho (”C) Método de trabalho Fendas 201 E GA 0,1 15 Cunhagem Nenhuma 202 c CR 0, 05 -20 Cunhagem Nenhuma 203 c CR 0, 05 -40 Cunhagem Nenhuma 204 c CR 0,05 -20 Cunhagem Nenhuma 205 c CR 0, 05 0 Cunhagem Nenhuma 206 c CR 0, 05 5 Cunhagem Nenhuma 207 c CR 0,05 15 Cunhagem Nenhuma 208 c CR 0, 05 25 Cunhagem Nenhuma 209 c CR 0, 05 40 Cunhagem Sim 210 D CR LO O O -20 Cunhagem Nenhuma 211 D CR 0, 05 -40 Cunhagem Nenhuma 212 D CR 0, 05 -20 Cunhagem Nenhuma 213 D CR LO O o 0 Cunhagem Nenhuma 214 D CR 0, 05 5 Cunhagem Nenhuma 215 D CR 0, 05 15 Cunhagem Nenhuma 216 D CR LO O o 25 Cunhagem Nenhuma 217 D CR 0, 05 40 Cunhagem Sim 218 E CR 0, 05 -20 Cunhagem Nenhuma 219 E CR 0,05 -40 Cunhagem Nenhuma 220 E CR 0, 05 -20 Cunhagem Nenhuma ΡΕ1790422 -56- 221 E CR 0,05 0 Cunhagem Nenhuma 222 E CR 0, 05 5 Cunhagem Nenhuma 223 E CR 0, 05 15 Cunhagem Nenhuma 224 E CR 0, 05 25 Cunhagem Nenhuma 225 E CR 0, 05 40 Cunhagem Sim 226 C CR 0, 01 -40 Cunhagem Nenhuma 227 C CR 0, 01 0 Cunhagem Nenhuma 228 C CR 0, 01 15 Cunhagem Nenhuma 229 C CR 0, 01 40 Cunhagem Sim 230 D CR 0, 01 -40 Cunhagem Nenhuma 231 D CR 0, 01 0 Cunhagem Nenhuma 232 D CR 0, 01 15 Cunhagem Nenhuma 233 D CR 0, 01 40 Cunhagem Sim 234 E CR 0, 01 -40 Cunhagem Nenhuma 235 E CR 0, 01 0 Cunhagem Nenhuma 236 E CR 0, 01 15 Cunhagem Nenhuma 237 E CR 0, 01 40 Cunhagem Sim 238 C CR 0, 005 -40 Cunhagem Nenhuma 239 C CR 0, 005 0 Cunhagem Nenhuma 240 C CR 0, 005 15 Cunhagem Nenhuma 241 C CR 0, 005 40 Cunhagem Sim 242 D CR 0, 005 -40 Cunhagem Nenhuma 243 D CR 0, 005 0 Cunhagem Nenhuma 244 D CR 0, 005 15 Cunhagem Nenhuma 245 D CR 0, 005 40 Cunhagem Sim 246 E CR 0, 005 -40 Cunhagem Nenhuma 247 E CR 0, 005 0 Cunhagem Nenhuma 248 E CR 0, 005 15 Cunhagem Nenhuma 249 E CR 0, 005 40 Cunhagem Sim 250 D CR 80 -40 Em bruto Sim 251 D CR 80 -20 Em bruto Sim 252 D CR 80 0 Em bruto Sim 253 D CR 80 5 Em bruto Sim 254 D CR 80 15 Em bruto Sim 255 D CR 80 25 Em bruto Sim 256 D CR 80 40 Em bruto Sim 257 D AL 80 -40 Em bruto Sim 258 D AL 80 -20 Em bruto Sim 259 D AL 80 0 Em bruto Sim 260 D AL 80 5 Em bruto Sim 261 D AL 80 15 Em bruto Sim 262 D AL 80 25 Em bruto Sim 263 D AL 80 40 Em bruto Sim 264 D CR 8 -40 Em bruto Sim 265 D CR 8 -20 Em bruto Sim 266 D CR 8 0 Em bruto Sim 267 D CR 8 5 Em bruto Sim 268 D CR 8 15 Em bruto Sim 269 D CR 8 25 Em bruto Sim 270 D CR 8 40 Em bruto Sim 271 D AL 8 -40 Em bruto Sim 272 D AL 8 -20 Em bruto Sim 273 D AL 8 0 Em bruto Sim 274 D AL 8 5 Em bruto Sim 275 D AL 8 15 Em bruto Sim 276 D AL 8 25 Em bruto Sim 277 D AL 8 40 Em bruto Sim (Exemplo 4) (Fora do âmbito da invenção)

Foi realizada a fundição de placas com as composições quimicas apresentadas na Tabela 1. Estas placas ΡΕ1790422 - 57 - foram aquecidas num intervalo de 1050 °C a 1350 °C e laminadas a quente a uma temperatura de acabamento situada entre 800 °C e 900 °C e a uma temperatura de bobinaqem situada entre 450 °C e 680 °C para obter chapas de aço laminadas a quente com uma espessura de 4 mm. Em seguida, estas foram decapadas e depois laminadas a frio para obtenção de chapas de aço laminadas a frio com uma espessura de 1, 6 mm. Depois disso, as chapas foram aquecidas até ao ponto AC3 para a zona austenitica de 950 °C, sendo por fim moldadas a quente. A atmosfera do forno de aquecimento foi submetida a alterações no que diz respeito à quantidade de hidrogénio e ponto de orvalho. As condições são mostradas na Tabela 8. As resistências à tracção foram determinadas como sendo 1525 MPa e 1785 MPa.

Para avaliação das partes perfuradas por punção, foram recortadas peças com uma dimensão 100 mm χ 100 mm a partir dessas partes trabalhadas para obter provetes. Os centros foram puncionados e removidos - sob as formas mostradas nas Figuras 3, 4 - por um punção com uma parte paralela apresentando um diâmetro φ de 10 mm e 2 0 mm, e uma ponta de 5 mm a 13 mm para uma folga de 4,3% a 25%. Para avaliar estes provetes no que diz respeito à resistência a fissuração, foi contado o número de fendas nas extremidades resultantes da segunda realização de trabalhos, e foram medidas por raios-X as tensões residuais nas extremidades puncionadas e nas extremidades cortadas. O número de fendas -58- ΡΕ1790422 foi medido para todo o perímetro dos orifícios perfurados por punção. Para as extremidades cortadas, foram medidos lados individuais. As condições de trabalho e os resultados são também mostrados na Tabela 8. ΡΕ1790422 -59-

Tabela 8 N° da condição de produção r do Tipo de aço Espessura Quantidade de H (¾) Ponto de orvalho (°C) Resistência à tracção (MPa) Método de trabalho Formato de ounção Diâmetro ou folga da matriz (mm) Folga (¾) Tensão residual de tracção da extremidade do punção (MPa) N° de fendas após permanência de 24 h α P Y δ D/H 8 η 1 A 1,6 5 20 1525 Perfuração 9,8 10,0 0,1 5,0 0,02 178,9 0 10,1 6,2 -48 0 2 1 5 Perfuração 9,8 10,0 0,1 5,0 0,02 178,9 0 10,2 12,5 365 0 3 30 10 Perfuração 9,8 10,0 0,1 5,0 0,02 178,9 0 10,2 12,5 348 4 4 5 -15 Perfuração 9,8 10,0 0,1 5,0 0,02 178,9 5 10,4 25,0 432 0 5 5 50 Corte 9,8 10,0 0,1 5,0 0,02 178,9 0 10,4 25,0 441 3 6 1 -10 Perfuração 9,8 10,0 0,1 3,0 0,03 178,1 0 10,2 12,5 324 0 7 3 0 Perfuração 9,8 10,0 0,1 10,0 0,01 179,5 10 10,2 12,5 278 0 8 5 20 Perfuração 9,6 10,0 0,2 5,0 0,04 177,8 0 10,2 12,5 164 0 9 0,5 5 Corte 9,6 10,0 0,2 1,0 0,20 168,7 0 10,2 12,5 157 0 10 2 0 Perfuração 8,0 10,0 1,0 15,0 0,07 176,2 2,5 10,1 6,2 27 0 11 4 -10 Perfuração 13,0 20,0 3,5 3,0 1,17 130,6 0 20,2 12,5 680 4 12 1 15 Perfuração 8,0 10,0 1,0 10,0 0,10 174,3 0 10,1 6,2 -15 0 13 8 2 Perfuração 9,6 10,0 0,2 2,0 0,10 90,0 0 10,2 12,5 780 3 14 6 5 Perfuração 10,0 10,0 0,0 M QO 180,0 0 10,2 12,5 989 5 1 B 1,6 5 20 1785 Perfuração 9,8 10,0 0,1 5,0 0,02 178,9 0 10,1 6,2 -87 0 2 1 5 Perfuração 9,8 10,0 0,1 5,0 0,02 178,9 0 10,2 12,5 375 0 3 30 10 Corte 9,8 10,0 0,1 5,0 0,02 178,9 0 10,2 12,5 395 3 4 5 -15 Perfuração 9,8 10,0 0,1 5,0 0,02 178,9 0 10,4 25,0 452 0 5 5 50 Perfuração 9,8 10,0 0,1 5,0 0,02 178,9 0 10,4 25,0 464 2 6 1 -10 Perfuração 9,8 10,0 0,1 3,0 0,03 178,1 10 10,2 12,5 365 0 7 3 0 Corte 9,8 10,0 0,1 10,0 0,01 179,5 5 10,2 12,5 324 0 8 5 20 Perfuração 9,6 10,0 0,2 5,0 0,04 177,8 0 10,2 12,5 218 0 9 0,5 5 Perfuração 9,6 10,0 0,2 1,0 0,20 168,7 0 10,2 12,5 158 0 10 2 0 Perfuração 8,0 10,0 1,0 15,0 0,07 176,2 15 10,1 6,2 54 0 11 4 -10 Perfuração 9,6 10,0 0,2 2,0 0,10 90,0 0 10,2 12,5 985 4 12 1 15 Perfuração 13,0 20,0 3,5 3,0 1,17 130,6 0 20,2 12,5 785 2 13 8 2 Perfuração 8,0 10,0 1,0 10,0 0,10 174,3 2,5 10,1 6,2 -5 0 14 6 5 Perfuração 10,0 10,0 0,0 M 00 180,0 0 10,2 12,5 1245 10 (Nota) Valores sublinhados são indicativos de condições situadas fora do âmbito da invenção ΟΙ - Diâmetro ou comprimento da ponta do punção (mm) P - Diâmetro ou comprimento da parte paralela do punção (mm) γ - Diferença escalonada de um dos lados: D(mm) 5 - Altura da diferença escalonada: H(mm) ε - Ângulo terminal da parte paralela do punção (°) η - Comprimento da parte paralela da ponta do punção: HP (mm) -60- ΡΕ1790422 (Exemplo 5) (Fora do âmbito da invenção)

Chapas de aço revestidas com alumínio e com as composições apresentadas na Tabela 9 (1,6 mm de espessura) foram mantidas a uma temperatura de 950 °C durante 1 minuto, sendo em seguida endurecidas a 800 °C por um molde de chapa para preparar amostras de ensaio. As amostras de ensaio apresentaram as seguintes resistências: TS = 1540 MPa, YP=1120MPa e T-E1 = 6%. Foram abertos orifícios nas chapas de aço usando moldes dos tipos mostrados na Figura 20A, Figura 20B, Figura 20C, e Figura 20D, sob as condições estabelecidas na Tabela 10. A folga de puncionamento foi ajustada para um intervalo de 5% a 40%. A resistência à fragilização por hidrogénio foi avaliada através do exame de toda a periferia dos orifícios, uma semana depois da realização dos trabalhos, para detectar a presença de fendas. A observação foi realizada utilizando uma lupa ou microscópio electrónico. Os resultados da detecção são apresentados em conjunto com a Tabela 10. O nível 1 é o nível que serve como referência para a tensão residual resultante do puncionamento, segundo a presente invenção, num convencional teste de puncionamento usando um molde do tipo A. Surgiram fendas devido à fragilização por hidrogénio. -61 - ΡΕ1790422

Num teste em que se usou um molde do tipo B, o nível 2 apresentou um grande ângulo de ombro Qp, no ombro da lâmina de dobragem, um pequeno raio de curvatura Rp do ombro da lâmina de dobragem, um pequeno efeito de redução da tensão residual, e fendas devido à fragilização por hidrogénio. 0 nível 3 apresentou uma grande folga, um pequeno efeito de redução da tensão residual, e fendas devido à fragilização por hidrogénio. 0 nível 4 apresentou um pequeno ângulo de ombro βρ da lâmina de dobragem, e um pequeno raio de curvatura Rp do ombro da lâmina de dobragem. Por esta razão, o valor de alargamento obtido por este puncionamento não apresentou melhoramentos em relação ao método da tecnologia antecedente, pelo que ocorreram fendas devido à fragilização por hidrogénio.

Num teste em que se usou um molde do tipo C, o nível 11 apresentou um punção consistindo num punção vulgar, e um ângulo de ombro βά da projecção da matriz e um raio de curvatura Rd do ombro satisfazendo pré-determinadas condições, havendo consequentemente um pequeno efeito de redução da tensão residual e tendo ocorrido fendas devido à fragilização por hidrogénio. 0 nível 12 apresentou uma grande folga e um pequeno efeito de redução da tensão residual, pelo que ocorreram fendas devido à fragilização por hidrogénio. -62- ΡΕ1790422

Num teste em que se usou um molde do tipo D, o nivel 18 não preencheu as condições predeterminadas quanto ao ânqulo Qp> do ombro da projecção do punção, ao raio de curvatura Rp do ombro, ao ângulo Qd do ombro da projecção da matriz e ao raio de curvatura Rd do ombro, não podendo assim ser observado qualquer efeito da redução da tensão residual, e não tendo ocorrido fendas devido à fragilização por hidrogénio. Por outro lado, o nivel 15 apresentou uma grande folga e um pequeno efeito de redução de tensão residual, pelo que ocorreram fendas devido à fragilização por hidrogénio.

Os niveis 8, 9, 14, 15, 21, 22 estiveram submetidos a atmosferas de aquecimento acima da gama limitada, pelo que ocorreram fendas devido à fragilização por hidrogénio.

Os outros niveis satisfizeram as condições requeridas, e as tensões residuais nas seções transversais puncionadas foram reduzidas, não tendo ocorrido fendas devido à fragilização por hidrogénio. ΡΕ1790422 -63-

Tabela 9 (¾ em peso) c Si Mn P c 0 Cr Ti AI B N 0,22 0,2 1,25 0,012 0,0025 0,2 0,018 0,045 0,0022 0,0035 ΡΕ1790422 -64-

Tabela 10 Nível Atmosfera de aguecimento Condições do ensaio Formato do punção Formato da matriz Folga (%) Fendas observadas Oí P Y δ l 8 ) 1 <P P F li 1 τ σ 1 3 15 A 1,0 0,5 20 - 20,5 - - - - 15,6 Sim 2 3 15 B 1,0 0,5 20 3 1,0 175 0 20,5 - - - - 15,6 Sim 3 3 15 B 1,0 0,5 20 3 1,0 135 0 21 - - - - 31,3 Sim 4 3 15 B 1,0 0,5 20 3 1,0 95 0 20,8 - - - - 25,0 Sim 5 3 15 B 1,0 0,5 20 3 1,0 90 0,5 20,2 - - - - 6,2 Nenhuma 6 3 15 B 1,0 0,5 20 0,3 1,0 135 0 20,2 - - - - 6,2 Nenhuma 7 3 15 B 1,0 0,5 20 0,5 1,0 135 0,5 20,2 - - - - 6,2 Nenhuma o 0 15 15 B 1,0 0,5 20 0,5 1,0 135 0,5 20,2 - - - - 6,2 Sim 9 3 35 B 1,0 0,5 20 0,5 1,0 135 0,5 20,2 - - - - 6,2 Sim 10 3 15 B 1,0 0,5 20 1,5 1,0 110 0,2 20,5 - - - - 15,6 Nenhuma 11 3 15 C 1,0 0,5 20 - - - - 20,5 1,0 1,0 90 0 15,6 Sim 12 3 15 C 1,0 0,5 20 - - - - 21,2 0,3 0,5 135 0,2 37,5 Sim 13 3 15 c 1,0 0,5 20 - - - - 20,2 0,3 0,1 90 0,5 6,2 Nenhuma 14 15 15 c 1,0 0,5 20 - - - - 20,2 0,3 0,1 90 0,5 6,2 Sim 15 3 35 c 1,0 0,5 20 - - - - 20,2 0,3 0,1 90 0,5 6,2 Sim 16 3 15 c 1,0 0,5 20 - - - - 20,2 0,3 0,1 135 0 6,2 Nenhuma 17 3 15 c 1,0 0,5 20 - - - - 20,5 0,7 0,1 135 0,5 15,6 Nenhuma 18 3 15 D 1,0 0,5 20 1,5 1,0 90 0 20,4 1,0 1,0 90 0 12,5 Sim 19 3 15 D 1,0 0,5 20 0,3 0,1 90 0,2 21 0,7 1,0 90 0,2 31,3 Sim 20 3 15 D 1,0 0,5 20 0,3 0,1 90 0,5 20,4 1,0 0,1 90 0,5 12,5 Nenhuma 21 15 15 D 1,0 0,5 20 0,3 0,1 90 0,5 20,4 1,0 0,1 90 0,5 12,5 Sim 22 3 35 D 1,0 0,5 20 0,3 0,1 90 0,5 20,4 1,0 0,1 90 0,5 12,5 Sim 23 0 J 15 D 1,0 0,5 20 1,5 0,1 135 0 20,4 1,5 0,1 135 0 12,5 Nenhuma 24 3 15 D 1,0 0,5 20 0,3 0,1 135 0,2 20,4 3,0 0,1 135 0,2 12,5 Nenhuma οι - Quantidade de H (¾) p - Ponto de orvalho (°C) γ - Tipo de molde g - Diâmetro do punção: Ap (diâmetro do μ - Diâmetro interno do orifício da matriz: Ad orifício inicial) (mm) (m) - Altura da lâmina de dobragem: Hp (mm) 71 - Altura da lâmina de dobragem: Hd - Folga entre a lâmina de corte e a lâmina ^ - Folga entre a lâmina de corte e a lâmina de dobragem: Dp (im) de dobragem: Dd - Angulo do ombro da lâmina de dobragem: $p - Angulo do ombro da lâmina de dobragem: $d

Carga de supressão de rugas (tonf)

Raio de curvatura do ombro da lâmina de _ - Raio de curvatura do ombro da lâmina de dobragem Rp (mm) σ dobragem Rd (mm) -65- ΡΕ1790422 (Exemplo 6)

Foi realizada a fundição de placas com as composições quimicas apresentadas na Tabela 4. Estas placas foram aquecidas num intervalo de 1050 °C a 1350 °C e laminadas a quente a uma temperatura de acabamento situada entre 800 °C e 900 °C e a uma temperatura de bobinagem situada entre 450 °C e 680 °C para obter chapas de aço laminadas a quente com uma espessura de 4 mm. Em seguida, as chapas de aço foram decapadas e depois laminadas a frio para obtenção de chapas de aço laminadas a frio com uma espessura de 1,6 mm. Adicionalmente, uma parte destas chapas de aço laminadas a frio foi tratada por revestimento de alumínio com imersão a quente, revestimento de alumínio-zinco com imersão a quente, galvanização por imersão a quente de elementos de liga, e galvanização por imersão a quente. A Tabela 5 mostra as legendas dos tipos de revestimento. Depois disso, estas chapas de aço laminadas a frio e chapas de aço com tratamento superficial foram aquecidas, por aquecimento em forno, até temperaturas acima do ponto Ac3, ou seja a zona austenítica de 950 °C, sendo por fim moldadas a quente. A atmosfera do forno de aquecimento foi submetida a alterações no que diz respeito à quantidade de hidrogénio e ponto de orvalho. As condições são mostradas na Tabela 11. O formato do molde é mostrado na Figura 21 em secção de corte. A legenda da Figura 21 é aqui apresentada -66- ΡΕ1790422 [1: matriz de enformação por pressão, 2: punção de

enformação por pressão, 3:punção de perfuração, 4: matriz de botão ("button die")]. A forma do punção, quando observado do lado de cima, é mostrada na Figura 22. A legenda da Figura 22 é aqui apresentada (2: punção de enformação por pressão, 4: matriz de botão) . A forma da matriz, quando observada do lado de baixo, é mostrada na Figura 23. A legenda da Figura 23 é aqui apresentada (1: matriz de enformação por pressão, 3:punção de perfuração). O molde seguiu o formato do punção. O formato da matriz foi determinado por uma folga com uma espessura de 1,6 mm. A perfuração foi realizada utilizando um punção com um diâmetro de 20 mm e uma matriz com um diâmetro de 20,5 mm. As dimensões da peça em bruto foram estabelecidas em 1,6 mm de espessurax300 x500. Como condições de moldagem, foi estabelecida uma velocidade de puncionamento de lOmm/s, uma força de compressão de 200 ton, e um tempo de espera no ponto morto inferior de 5 segundos. Uma vista esquemática da peça moldada é mostrada na Figura 24. A partir de um provete de ensaio de tracção recortado a partir da peça moldada, verificou-se que a resistência à tracção da peça moldada era de 1470 MPa ou superior. O efeito do momento de inicio da perfuração foi estudado, fazendo alterar o comprimento do punção de perfuração. A Tabela 11 mostra a profundidade de moldagem a que a perfuração é iniciada, por intermédio da distância a -67- ΡΕ1790422 partir do ponto morto inferior identificada como o momento de cisalhamento. Para manter o formato após ser trabalhado, este valor não deverá ultrapassar 10 mm, de preferência 5 mm. A resistência à fragilização por hidrogénio foi avaliada pela observação de todo o perímetro dos orifícios perfurados uma semana após a moldagem, para detectar a presença de fendas. A observação foi realizada utilizando uma lupa ou microscópio electrónico. Os resultados da detecção são mostrados em conjunto com a Tabela 11. Além disso, a precisão do formato do orifício foi medida com um paquímetro, procurando-se diferenças relativamente a um formato de referência. Uma diferença de não mais de 1,0 mm foi considerada como boa. Os resultados da comparação são mostrados em conjunto com a Tabela 11. Por outro lado, a legenda é mostrada na Tabela 12.

Os ensaios n°s 1 a 249 mostram os resultados da consideração dos efeitos do tipo de aço, tipo de revestimento, concentração de hidrogénio na atmosfera e ponto de orvalho. Quando no âmbito da invenção, não ocorreram fendas. Os ensaios n°s 250 a 277 mostram os resultados da consideração do momento de início do cisalhamento. Quando no âmbito da invenção, não ocorreram fendas e a precisão do formato também foi considerada como boa. -68- ΡΕ1790422

Tabela 11 (Ia Parte) N° do Ensaio Tipo de aço Tipo de revestimento Quantidade de H (%) Ponto de orvalho (°C) Momento do cisalhamento (mm) Fendas Precisão da forma Class 1 c CR 80 -40 4 Sim VG Comp. Ex. 2 c CR 80 -20 4 Sim VG Comp. Ex. 3 c CR 80 0 4 Sim VG Comp. Ex. 4 c CR 80 5 4 Sim VG Comp. Ex. 5 c CR 80 15 4 Sim VG Comp. Ex. 6 c CR 80 25 4 Sim VG Comp. Ex. 7 c CR 80 40 4 Sim VG Comp. Ex. 8 c AL 80 -40 4 Sim VG Comp. Ex. 9 c AL 80 -20 4 Sim VG Comp. Ex. 10 c AL 80 0 4 Sim VG Comp. Ex. 11 c AL 80 5 4 Sim VG Comp. Ex. 12 c AL 80 15 4 Sim VG Comp. Ex. 13 c AL 80 25 4 Sim VG Comp. Ex. 14 c AL 80 40 4 Sim VG Comp. Ex. 15 c GI 80 -20 4 Sim VG Comp. Ex. 16 c GA 80 -20 4 Sim VG Comp. Ex. 17 D CR 80 -40 4 Sim VG Comp. Ex. 18 D CR 80 -20 4 Sim VG Comp. Ex. 19 D CR 80 0 4 Sim VG Comp. Ex. 20 D CR 80 5 4 Sim VG Comp. Ex. 21 D CR 80 15 4 Sim VG Comp. Ex. 22 D CR 80 25 4 Sim VG Comp. Ex. 23 D CR 80 40 4 Sim VG Comp. Ex. 24 D AL 80 -40 4 Sim VG Comp. Ex. 25 D AL 80 -20 4 Sim VG Comp. Ex. 26 D AL 80 0 4 Sim VG Comp. Ex. 27 D AL 80 5 4 Sim VG Comp. Ex. 28 D AL 80 15 4 Sim VG Comp. Ex. 29 D AL 80 25 4 Sim VG Comp. Ex. 30 D AL 80 40 4 Sim VG Comp. Ex. 31 D GI 80 -20 4 Sim VG Comp. Ex. 32 D GA 80 -20 4 Sim VG Comp. Ex. 33 E CR 80 -40 4 Sim VG Comp. Ex. 34 E CR 80 -20 4 Sim VG Comp. Ex. 35 E CR 80 0 4 Sim VG Comp. Ex. 36 E CR 80 5 4 Sim VG Comp. Ex. 37 E CR 80 15 4 Sim VG Comp. Ex. 38 E CR 80 25 4 Sim VG Comp. Ex. 39 E CR 80 40 4 Sim VG Comp. Ex. 40 E AL 80 -40 4 Sim VG Comp. Ex. 41 E AL 80 -20 4 Sim VG Comp. Ex. 42 E AL 80 0 4 Sim VG Comp. Ex. 43 E AL 80 5 4 Sim VG Comp. Ex. 44 E AL 80 15 4 Sim VG Comp. Ex. 45 E AL 80 25 4 Sim VG Comp. Ex. 4 6 E AL 80 40 4 Sim VG Comp. Ex. 47 E GI 80 -20 4 Sim VG Comp. Ex. 48 E GA 80 -20 4 Sim VG Comp. Ex. 49 C CR 40 -40 4 Sim VG Comp. Ex. 50 C CR 40 0 4 Sim VG Comp. Ex. 51 C CR 40 15 4 Sim VG Comp. Ex. 52 C CR 40 40 4 Sim VG Comp. Ex. 53 D CR 40 -40 4 Sim VG Comp. Ex. 54 D CR 40 0 4 Sim VG Comp. Ex. 55 D CR 40 15 4 Sim VG Comp. Ex. 56 D CR 40 40 4 Sim VG Comp. Ex. 57 E CR 40 -40 4 Sim VG Comp. Ex. 58 E CR 40 0 4 Sim VG Comp. Ex. 59 E CR 40 15 4 Sim VG Comp. Ex. 60 E CR 40 40 4 Sim VG Comp. Ex. ΡΕ1790422 -69- 61 c CR 8 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 62 c CR 8 -20 4 Nenhuma VG Gama Inv. 63 c CR 8 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 64 c CR 8 5 4 Nenhuma VG Gama Inv. 65 c CR 8 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 6 6 c CR 8 25 4 Nenhuma VG Gama Inv. 67 c CR 8 40 4 Sim VG Comp Ex. 68 D CR 8 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 69 D CR 8 -20 4 Nenhuma VG Gama Inv. 70 D CR 8 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 71 D CR 8 5 4 Nenhuma VG Gama Inv. 72 D CR 8 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 73 D CR 8 25 4 Nenhuma VG Gama Inv. 74 D CR 8 40 4 Sim VG Comp Ex. 75 E CR 8 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 76 E CR 8 -20 4 Nenhuma VG Gama Inv. 77 E CR 8 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 78 E CR 8 5 4 Nenhuma VG Gama Inv. 79 E CR 8 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 80 E CR 8 25 4 Nenhuma VG Gama Inv. 81 E CR 8 40 4 Sim VG Comp Ex. 82 C CR 4 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 83 C CR 4 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 84 C CR 4 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 85 C CR 4 40 4 Sim VG Comp Ex. 86 D CR 4 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 87 D CR 4 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 88 D CR 4 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 89 D CR 4 40 4 Sim VG Comp Ex. 90 E CR 4 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 91 E CR 4 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 92 E CR 4 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 93 E CR 4 40 4 Sim VG Comp Ex. 94 C CR 2 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 95 C CR 2 -20 4 Nenhuma VG Gama Inv. 96 C CR 2 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 97 C CR 2 5 4 Nenhuma VG Gama Inv. 98 C CR 2 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 99 C CR 2 25 4 Nenhuma VG Gama Inv. 100 C CR 2 40 4 Sim VG Comp Ex.

Tabela 11 (2a Parte) N° do Ensaio Tipo de aço Tipo de revestimento Quantidade de H (%) Ponto de orvalho (°C) Momento do cisalhamento (mm) Fendas Precisão da forma Class 101 c AL 2 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 102 c AL 2 -20 4 Nenhuma VG Gama Inv. 103 c AL 2 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 104 c AL 2 5 4 Nenhuma VG Gama Inv. 105 c AL 2 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 106 c AL 2 25 4 Nenhuma VG Gama Inv. 107 c AL 2 40 4 Sim VG Comp. Ex. 108 c GI 2 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 109 c GA 2 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 110 D CR 2 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 111 D CR 2 -20 4 Nenhuma VG Gama Inv. 112 D CR 2 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 113 D CR 2 5 4 Nenhuma VG Gama Inv. 114 D CR 2 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 115 D CR 2 25 4 Nenhuma VG Gama Inv. 116 D CR 2 40 4 Sim VG Comp. Ex. 117 D AL 2 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 118 D AL 2 -20 4 Nenhuma VG Gama Inv. 119 D AL 2 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. -70- ΡΕ1790422 120 D AL 2 5 4 Nenhuma VG Gama Inv. 121 D AL 2 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 122 D AL 2 25 4 Nenhuma VG Gama Inv. 123 D AL 2 40 4 Sim VG Comp Ex. 124 D GI 2 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 125 D GA 2 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 126 E CR 2 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 127 E CR 2 -20 4 Nenhuma VG Gama Inv. 128 E CR 2 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 129 E CR 2 5 4 Nenhuma VG Gama Inv. 130 E CR 2 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 131 E CR 2 25 4 Nenhuma VG Gama Inv. 132 E CR 2 40 4 Sim VG Comp Ex. 133 E AL 2 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 134 E AL 2 -20 4 Nenhuma VG Gama Inv. 135 E AL 2 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 136 E AL 2 5 4 Nenhuma VG Gama Inv. 137 E AL 2 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 138 E AL 2 25 4 Nenhuma VG Gama Inv. 139 E AL 2 40 4 Sim VG Comp Ex. 140 E GI 2 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 141 E GA 2 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 142 C CR LO O -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 143 C CR LO O 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 144 C CR LO O 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 145 C CR LO O 40 4 Sim VG Comp Ex. 146 D CR LO O -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 147 D CR LO O 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 148 D CR LO O 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 149 D CR LO O 40 4 Sim VG Comp Ex. 150 E CR LO O -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 151 E CR LO O 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 152 E CR LO O 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 153 E CR LO o 40 4 Sim VG Comp Ex. 154 C CR 0, 1 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 155 C CR 0,1 -20 4 Nenhuma VG Gama Inv. 156 C CR 0, 1 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 157 C CR 0, 1 5 4 Nenhuma VG Gama Inv. 158 C CR 0,1 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 159 C CR 0, 1 25 4 Nenhuma VG Gama Inv. 160 C CR 0, 1 40 4 Sim VG Comp Ex. 161 c AL 0,1 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 162 C AL 0, 1 -20 4 Nenhuma VG Gama Inv. 163 c AL 0, 1 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 164 c AL 0,1 5 4 Nenhuma VG Gama Inv. 165 c AL 0, 1 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 16 6 c AL 0, 1 25 4 Nenhuma VG Gama Inv. 167 c AL 0,1 40 4 Sim VG Comp Ex. 168 c GI 0, 1 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 169 c GA 0, 1 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 170 D CR 0,1 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 171 D CR 0, 1 -20 4 Nenhuma VG Gama Inv. 172 D CR 0, 1 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 173 D CR 0,1 5 4 Nenhuma VG Gama Inv. 174 D CR 0, 1 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 175 D CR 0, 1 25 4 Nenhuma VG Gama Inv. 176 D CR 0,1 40 4 Sim VG Comp Ex. 177 D AL 0, 1 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 178 D AL 0, 1 -20 4 Nenhuma VG Gama Inv. 179 D AL 0,1 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 180 D AL 0, 1 5 4 Nenhuma VG Gama Inv. 181 D AL 0, 1 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 182 D AL 0,1 25 4 Nenhuma VG Gama Inv. 183 D AL 0, 1 40 4 Sim VG Comp Ex. 184 D GI 0, 1 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 185 D GA 0,1 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 186 E CR 0, 1 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. -71 ΡΕ1790422 187 E CR 0,1 -20 4 Nenhuma VG Gama Inv. 188 E CR 0, 1 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 189 E CR 0, 1 5 4 Nenhuma VG Gama Inv. 190 E CR 0, 1 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 191 E CR 0, 1 25 4 Nenhuma VG Gama Inv. 192 E CR 0, 1 40 4 Sim VG Comp. Ex. 193 E AL 0, 1 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 194 E AL 0, 1 -20 4 Nenhuma VG Gama Inv. 195 E AL 0, 1 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 196 E AL 0, 1 5 4 Nenhuma VG Gama Inv. 197 E AL 0, 1 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 198 E AL 0, 1 25 4 Nenhuma VG Gama Inv. 199 E AL 0, 1 40 4 Sim VG Comp. Ex. 200 E GI 0, 1 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. Ta bela L L (3a Parte) N° de Ensaio Tipo de aço Tipo de revestimento Quantidade de H (%) Ponto de orvalho (°C) Momento do cisalhamento (mm) Fendas Precisão da forma Class 201 E GA 0, 1 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 202 c CR 0, 05 -20 4 Nenhuma VG Gama Inv. 203 c CR 0, 05 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 204 c CR 0, 05 -20 4 Nenhuma VG Gama Inv. 205 c CR 0, 05 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 206 c CR 0, 05 5 4 Nenhuma VG Gama Inv. 207 c CR 0, 05 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 208 c CR 0, 05 25 4 Nenhuma VG Gama Inv. 209 c CR 0, 05 40 4 Sim VG Comp. Ex. 210 D CR 0, 05 -20 4 Nenhuma VG Gama Inv. 211 D CR 0, 05 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 212 D CR 0, 05 -20 4 Nenhuma VG Gama Inv. 213 D CR 0, 05 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 214 D CR 0, 05 5 4 Nenhuma VG Gama Inv. 215 D CR 0, 05 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 216 D CR 0, 05 25 4 Nenhuma VG Gama Inv. 217 D CR 0, 05 40 4 Sim VG Comp. Ex. 218 E CR 0, 05 -20 4 Nenhuma VG Gama Inv. 219 E CR 0, 05 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 220 E CR 0, 05 -20 4 Nenhuma VG Gama Inv. 221 E CR 0, 05 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 222 E CR 0, 05 5 4 Nenhuma VG Gama Inv. 223 E CR 0, 05 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 224 E CR 0, 05 25 4 Nenhuma VG Gama Inv. 225 E CR 0, 05 40 4 Sim VG Comp. Ex. 226 C CR 0, 01 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 227 C CR 0, 01 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 228 C CR 0, 01 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 229 C CR 0, 01 40 4 Sim VG Comp. Ex. 230 D CR 0, 01 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 231 D CR 0, 01 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 232 D CR 0, 01 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 233 D CR 0, 01 40 4 Sim VG Comp. Ex. 234 E CR 0, 01 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 235 E CR 0, 01 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 236 E CR 0, 01 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 237 E CR 0, 01 40 4 Sim VG Comp. Ex. 238 C CR 0, 005 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 239 C CR 0, 005 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 240 C CR 0, 005 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 241 C CR 0, 005 40 4 Sim VG Comp. Ex. 242 D CR 0, 005 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 243 D CR 0, 005 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 244 D CR 0, 005 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. -72- ΡΕ1790422 245 D CR 0,005 40 4 Sim VG Comp. Ex. 246 E CR 0,005 -40 4 Nenhuma VG Gama Inv. 247 E CR 0,005 0 4 Nenhuma VG Gama Inv. 248 E CR 0,005 15 4 Nenhuma VG Gama Inv. 249 E CR 0,005 40 4 Sim VG Comp. Ex. 250 D CR 0,1 -40 8 Nenhuma G Gama Inv. 251 D CR 0,1 -20 8 Nenhuma G Gama Inv. 252 D CR 0,1 0 8 Nenhuma G Gama Inv. 253 D CR 0,1 5 8 Nenhuma G Gama Inv. 254 D CR 0,1 15 8 Nenhuma G Gama Inv. 255 D CR 0,1 25 8 Nenhuma G Gama Inv. 256 D CR 0,1 40 8 Sim G Comp. Ex. 257 D AL 0,1 -40 8 Nenhuma G Gama Inv. 258 D AL 0,1 -20 8 Nenhuma G Gama Inv. 259 D AL 0,1 0 8 Nenhuma G Gama Inv. 260 D AL 0,1 5 8 Nenhuma G Gama Inv. 261 D AL 0,1 15 8 Nenhuma G Gama Inv. 262 D AL 0,1 25 8 Nenhuma G Gama Inv. 263 D AL 0,1 40 8 Sim G Comp. Ex. 264 D CR 0,1 -40 15 Nenhuma F Comp. Ex. 265 D CR 0,1 -20 15 Nenhuma F Comp. Ex. 266 D CR 0,1 0 15 Nenhuma F Comp. Ex. 267 D CR 0,1 5 15 Nenhuma F Comp. Ex. 268 D CR 0,1 15 15 Nenhuma F Comp. Ex. 269 D CR 0,1 25 15 Nenhuma F Comp. Ex. 270 D CR 0,1 40 15 Sim F Comp. Ex. 271 D AL 0,1 -40 15 Nenhuma F Comp. Ex. 272 D AL 0,1 -20 15 Nenhuma F Comp. Ex. 273 D AL 0,1 0 15 Nenhuma F Comp. Ex. 274 D AL 0,1 5 15 Nenhuma F Comp. Ex. 275 D AL 0,1 15 15 Nenhuma F Comp. Ex. 276 D AL 0,1 25 15 Nenhuma F Comp. Ex. 277 D AL 0,1 40 15 Sim F Comp. Ex. 264 D CR 0,1 -40 25 Nenhuma X Comp. Ex. 265 D CR 0,1 -20 25 Nenhuma X Comp. Ex. 266 D CR 0,1 0 25 Nenhuma X Comp. Ex. 267 D CR 0,1 5 25 Nenhuma X Comp. Ex. 268 D CR 0,1 15 25 Nenhuma X Comp. Ex. 269 D CR 0,1 25 25 Nenhuma X Comp. Ex. 270 D CR 0,1 40 25 Sim X Comp. Ex. 271 D AL 0,1 -40 25 Nenhuma X Comp. Ex. 272 D AL 0,1 -20 25 Nenhuma X Comp. Ex. 273 D AL 0,1 0 25 Nenhuma X Comp. Ex. 274 D AL 0,1 5 25 Nenhuma X Comp. Ex. 275 D AL 0,1 15 25 Nenhuma X Comp. Ex. 276 D AL 0,1 25 25 Nenhuma X Comp. Ex. 277 D AL 0,1 40 25 Sim X Comp. Ex. (Exemplo 7) (Fora do âmbito da invenção)

Foi realizada a fundição de placas com as composições químicas apresentadas na Tabela 4. Estas placas foram aquecidas num intervalo de 1050 °C a 1350 °C e laminadas a quente a uma temperatura de acabamento situada entre 800 °C e 900 °C e a uma temperatura de bobinagem situada entre 450 °C e 680 °C para obter chapas de aço ΡΕ1790422 -73- laminadas a quente com uma espessura de 4 mm. Em seguida, as chapas de aço foram decapadas e depois laminadas a frio para obtenção de chapas de aço laminadas a frio com uma espessura de 1,6 mm. Adicionalmente, parte das placas laminadas a frio foi tratada por revestimento de aluminio com imersão a quente, revestimento de aluminio-zinco com imersão a quente, galvanização por imersão a quente de elementos de liga, e galvanização por imersão a quente. A Tabela 5 mostra a legenda do tipo de revestimento. Depois disso, estas chapas de aço laminadas a frio e chapas de aço com tratamento superficial foram aquecidas, por aquecimento em forno, até uma temperatura superior ao ponto Ac3, ou seja a zona austenitica de 950°C, sendo por fim moldadas a quente. A atmosfera no forno de aquecimento foi submetida a alterações no que diz respeito à quantidade de hidrogénio e ao ponto de orvalho. As condições são mostradas na Tabela 13.

Uma secção transversal do formato do molde é mostrada na Figura 14. A legenda da Figura 14 é aqui apresentada (1: matriz, 2: punção). A forma do punção, quando observado do lado de cima, é mostrada na Figura 15. A legenda da Figura 15 é aqui apresentada: (2: punção) . A forma da matriz, quando observada do lado de baixo, é mostrada na Figura 16. A legenda da Figura 16 é aqui apresentada (1: matriz). 0 molde seguiu o formato do punção. 0 formato da matriz foi determinado por uma folga ΡΕ1790422 -74- com uma espessura de 1,6 mm. As dimensões da peça em bruto (em mm) foram estabelecidas com espessura de 1,6x300x500.

As condições de moldagem foram: uma velocidade de puncionamento de lOmm/s, una força de compressão de 200 ton, e um tempo de espera no ponto morto inferior de 5 segundos. Uma vista esquemática da peça moldada é mostrada na Figura 17. A partir de um provete de ensaio a tracção recortado a partir da peça moldada, a resistência à tracção da peça moldada mostrou ter um valor de 1470 MPa ou superior.

Após enformação a quente, foi aberto um orifício com um diâmetro φ=10ιηιη na posição identificada na Figura 25. A Figura 25 mostra o formato da peça, quando observado do lado de cima. A legenda da Figura 25 é aqui apresentada (1: peça 2: orificio da peça). Como métodos de trabalho, foram realizados trabalhos a laser, corte por plasma, furação, e corte com serra por uma máquina de contagem ("counter machine"). Os métodos de trabalho são mostrados em conjunto com a Tabela 13. A legenda na Tabela é seguidamente mostrada: trabalhos a laser: "L", corte por plasma: "P", corte por fusão gasosa: "G", furação: "D", e serragem: "S". O trabalho atrás mencionado foi realizado antes de terem decorrido 30 minutos após a enformação a quente. A resistência à fragilização por hidrogénio foi avaliada através do exame de todo a periferia dos orifícios, uma semana após o trabalho, de modo a detectar a -75- ΡΕ1790422 presença de quaisquer fendas. A observação foi realizada utilizando uma lupa ou microscópio electrónico. Os resultados da avaliação são mostrados em conjunto com a Tabela 13.

Por outro lado, foi analisado o efeito do calor junto da superfície de corte para os trabalhos a laser, o corte por plasma e o corte por fusão gasosa. A dureza da secção transversal para uma posição 3 mm afastada da superfície de corte foi examinada através de dureza Vicker para uma carga de 10 kg f, e comparada com a dureza para uma posição 100 mm afastada da superfície de corte, onde se crê que já não haja efeito de calor. Os resultados são mostrados sob a forma de taxa de redução de dureza abaixo definida. Eles são mostrados em conjunto com a Tabela 13.

Taxa de redução de dureza = (dureza numa posição 100 mm afastada da superfície de corte) - (dureza numa posição 3 mm afastada da superfície de corte) / (dureza numa posição 100 mm afastada da superfície de corte) x100 (%) .

Desta vez, a legenda é a seguinte : taxa de redução de dureza inferior a 10%: VG; taxa de redução de dureza desde 10% até menos de 30%: G; taxa de redução de dureza desde 30% até menos de 50%: F; taxa de redução de

dureza de 50% ou mais: P ΡΕ1790422 -76-

Os ensaios n°s 1 a 249 mostram os resultados de considerado os efeitos do tipo de aço, tipo de revestimento, concentração de hidrogénio na atmosfera e ponto de orvalho para o caso de trabalhos a laser. Os ensaios n°s 250 a 277 mostram os resultados do efeito do método de trabalho para o trabalho por plasma. Os ensaios n°s 278 a 526 mostram os resultados de se terem considerado os efeitos do tipo de aço, tipo de revestimento, concentração de hidrogénio na atmosfera e ponto de orvalho para o caso de furação. Os ensaios n°s 527 a 558 mostram os resultados do efeito do método de trabalho para a serragem.

Os ensaios n°s 559 a 564 consistem em ensaios onde foram feitas alterações de métodos de corte por fusão. Nos ensaios n°s 561 e 564 é perceptivel que a dureza cai na proximidade das peças cortadas. A partir dos resultados, descobriu-se que os métodos de corte por fusão são melhores quando as zonas afectadas pelo calor são pequenas.

Tabela 12

Diferença relativamente ao formato de referência Legenda 0,5 mm ou menos VG 1, 0 mm ou menos G 1,5 mm ou menos F Acima dei,5 mm X

Tabela 13 (

Parte)

N° do ensaio Tipo de aço Tipo de revestimento Quantidade de H (%) Ponto de orvalho (°C) Método de trabalho Fendas Queda de dureza 1 c CR 80 -40 L Sim VG 2 c CR 80 -20 L Sim VG 3 c CR 80 0 L Sim VG 4 c CR 80 5 L Sim VG 5 c CR 80 15 L Sim VG -77- ΡΕ1790422

6 c CR 80 25 L Sim VG 7 c CR 80 40 L Sim VG 8 c AL 80 -40 L Sim VG 9 c AL 80 -20 L Sim VG 10 c AL 80 0 L Sim VG 11 c AL 80 5 L Sim VG 12 c AL 80 15 L Sim VG 13 c AL 80 25 L Sim VG 14 c AL 80 40 L Sim VG 15 c GI 80 -20 L Sim VG 16 c GA 80 -20 L Sim VG 17 D CR 80 -40 L Sim VG 18 D CR 80 -20 L Sim VG 19 D CR 80 0 L Sim VG 20 D CR 80 5 L Sim VG 21 D CR 80 15 L Sim VG 22 D CR 80 25 L Sim VG 23 D CR 80 40 L Sim VG 24 D AL 80 -40 L Sim VG 25 D AL 80 -20 L Sim VG 26 D AL 80 0 L Sim VG 27 D AL 80 5 L Sim VG 28 D AL 80 15 L Sim VG 29 D AL 80 25 L Sim VG 30 D AL 80 40 L Sim VG 31 D GI 80 -20 L Sim VG 32 D GA 80 -20 L Sim VG 33 E CR 80 -40 L Sim VG 34 E CR 80 -20 L Sim VG 35 E CR 80 0 L Sim VG 36 E CR 80 5 L Sim VG 37 E CR 80 15 L Sim VG 38 E CR 80 25 L Sim VG 39 E CR 80 40 L Sim VG 40 E AL 80 -40 L Sim VG 41 E AL 80 -20 L Sim VG 42 E AL 80 0 L Sim VG 43 E AL 80 5 L Sim VG 44 E AL 80 15 L Sim VG 45 E AL 80 25 L Sim VG 4 6 E AL 80 40 L Sim VG 47 E GI 80 -20 L Sim VG 48 E GA 80 -20 L Sim VG 49 C CR 40 -40 L Sim VG 50 c CR 40 0 L Sim VG 51 C CR 40 15 L Sim VG 52 C CR 40 40 L Sim VG 53 D CR 40 -40 L Sim VG 54 D CR 40 0 L Sim VG 55 D CR 40 15 L Sim VG 56 D CR 40 40 L Sim VG 57 E CR 40 -40 L Sim VG 58 E CR 40 0 L Sim VG 59 E CR 40 15 L Sim VG 60 E CR 40 40 L Sim VG 61 C CR 8 -40 L Nenhuma VG 62 c CR 8 -20 L Nenhuma VG 63 C CR 8 0 L Nenhuma VG 64 C CR 8 5 L Nenhuma VG 65 c CR 8 15 L Nenhuma VG 6 6 c CR 8 25 L Nenhuma VG 67 c CR 8 40 L Sim VG 68 D CR 8 -40 L Nenhuma VG 69 D CR 8 -20 L Nenhuma VG 70 D CR 8 0 L Nenhuma VG 71 D CR 8 5 L Nenhuma VG 72 D CR 8 15 L Nenhuma VG -78- ΡΕ1790422

73 D CR 8 25 L Nenhuma VG 74 D CR 8 40 L Sim VG 75 E CR 8 -40 L Nenhuma VG 76 E CR 8 -20 L Nenhuma VG 77 E CR 8 0 L Nenhuma VG 78 E CR 8 5 L Nenhuma VG 79 E CR 8 15 L Nenhuma VG 80 E CR 8 25 L Nenhuma VG 81 E CR 8 40 L Sim VG 82 C CR 4 -40 L Nenhuma VG 83 C CR 4 0 L Nenhuma VG 84 C CR 4 15 L Nenhuma VG 85 C CR 4 40 L Sim VG 86 D CR 4 -40 L Nenhuma VG 87 D CR 4 0 L Nenhuma VG 88 D CR 4 15 L Nenhuma VG 89 D CR 4 40 L Sim VG 90 E CR 4 -40 L Nenhuma VG 91 E CR 4 0 L Nenhuma VG 92 E CR 4 15 L Nenhuma VG 93 E CR 4 40 L Sim VG 94 C CR 2 -40 L Nenhuma VG 95 C CR 2 -20 L Nenhuma VG 96 C CR 2 0 L Nenhuma VG 97 C CR 2 5 L Nenhuma VG 98 C CR 2 15 L Nenhuma VG 99 C CR 2 25 L Nenhuma VG 100 C CR 2 40 L Sim VG

Tabela 13 (2a Parte)

N° do ensaio Tipo de aço Tipo de revestimento Quantidade de H (%) Ponto de orvalho (°C) Método de trabalho Fendas Queda de dureza 101 c AL 2 -40 L Nenhuma VG 102 c AL 2 -20 L Nenhuma VG 103 c AL 2 0 L Nenhuma VG 104 c AL 2 5 L Nenhuma VG 105 c AL 2 15 L Nenhuma VG 106 c AL 2 25 L Nenhuma VG 107 c AL 2 40 L Sim VG 108 c GI 2 15 L Nenhuma VG 109 c GA 2 15 L Nenhuma VG 110 D CR 2 -40 L Nenhuma VG 111 D CR 2 -20 L Nenhuma VG 112 D CR 2 0 L Nenhuma VG 113 D CR 2 5 L Nenhuma VG 114 D CR 2 15 L Nenhuma VG 115 D CR 2 25 L Nenhuma VG 116 D CR 2 40 L Sim VG 117 D AL 2 -40 L Nenhuma VG 118 D AL 2 -20 L Nenhuma VG 119 D AL 2 0 L Nenhuma VG 120 D AL 2 5 L Nenhuma VG 121 D AL 2 15 L Nenhuma VG 122 D AL 2 25 L Nenhuma VG 123 D AL 2 40 L Sim VG 124 D GI 2 15 L Nenhuma VG 125 D GA 2 15 L Nenhuma VG 126 E CR 2 -40 L Nenhuma VG 127 E CR 2 -20 L Nenhuma VG 128 E CR 2 0 L Nenhuma VG 129 E CR 2 5 L Nenhuma VG 130 E CR 2 15 L Nenhuma VG 131 E CR 2 25 L Nenhuma VG 132 E CR 2 40 L Sim VG -79- ΡΕ1790422

133 Ε AL 2 -40 L Nenhuma VG 134 Ε AL 2 -20 L Nenhuma VG 135 Ε AL 2 0 L Nenhuma VG 136 Ε AL 2 5 L Nenhuma VG 137 Ε AL 2 15 L Nenhuma VG 138 Ε AL 2 25 L Nenhuma VG 139 Ε AL 2 40 L Sim VG 140 Ε GI 2 15 L Nenhuma VG 141 Ε GA 2 15 L Nenhuma VG 142 C CR 0,5 -40 L Nenhuma VG 143 C CR 0,5 0 L Nenhuma VG 144 C CR 0,5 15 L Nenhuma VG 145 C CR 0,5 40 L Sim VG 146 D CR 0,5 -40 L Nenhuma VG 147 D CR 0,5 0 L Nenhuma VG 148 D CR 0,5 15 L Nenhuma VG 149 D CR 0,5 40 L Sim VG 150 Ε CR 0,5 -40 L Nenhuma VG 151 Ε CR 0,5 0 L Nenhuma VG 152 Ε CR 0,5 15 L Nenhuma VG 153 Ε CR 0,5 40 L Sim VG 154 C CR 0, 1 -40 L Nenhuma VG 155 C CR 0, 1 -20 L Nenhuma VG 156 C CR 0, 1 0 L Nenhuma VG 157 C CR 0, 1 5 L Nenhuma VG 158 C CR 0, 1 15 L Nenhuma VG 159 C CR 0, 1 25 L Nenhuma VG 160 C CR 0, 1 40 L Sim VG 161 C AL 0, 1 -40 L Nenhuma VG 162 C AL 0, 1 -20 L Nenhuma VG 163 C AL 0, 1 0 L Nenhuma VG 164 C AL 0, 1 5 L Nenhuma VG 165 C AL 0,1 15 L Nenhuma VG 16 6 C AL 0, 1 25 L Nenhuma VG 167 C AL 0, 1 40 L Sim VG 168 C GI 0,1 15 L Nenhuma VG 169 C GA 0, 1 15 L Nenhuma VG 170 D CR 0, 1 -40 L Nenhuma VG 171 D CR 0,1 -20 L Nenhuma VG 172 D CR 0, 1 0 L Nenhuma VG 173 D CR 0, 1 5 L Nenhuma VG 174 D CR 0,1 15 L Nenhuma VG 175 D CR 0, 1 25 L Nenhuma VG 176 D CR 0, 1 40 L Sim VG 177 D AL 0,1 -40 L Nenhuma VG 178 D AL 0, 1 -20 L Nenhuma VG 179 D AL 0, 1 0 L Nenhuma VG 180 D AL 0,1 5 L Nenhuma VG 181 D AL 0, 1 15 L Nenhuma VG 182 D AL 0, 1 25 L Nenhuma VG 183 D AL 0,1 40 L Sim VG 184 D GI ο, 1 15 L Nenhuma VG 185 D GA ο, 1 15 L Nenhuma VG 186 Ε CR ο,ΐ -40 L Nenhuma VG 187 Ε CR ο, 1 -20 L Nenhuma VG 188 Ε CR ο, 1 0 L Nenhuma VG 189 Ε CR ο,ΐ 5 L Nenhuma VG 190 Ε CR ο, 1 15 L Nenhuma VG 191 Ε CR ο, 1 25 L Nenhuma VG 192 Ε CR ο,ΐ 40 L Sim VG 193 Ε AL ο, 1 -40 L Nenhuma VG 194 Ε AL ο, 1 -20 L Nenhuma VG 195 Ε AL ο,ΐ 0 L Nenhuma VG 196 Ε AL ο, 1 5 L Nenhuma VG 197 Ε AL ο, 1 15 L Nenhuma VG 198 Ε AL ο,ΐ 25 L Nenhuma VG 199 Ε AL ο, 1 40 L Sim VG PE1790422 - 80- 200 | E | GI I o,i | 15 1 L | Nenhuma | VG |

Tabela 13 (3a Parte)

N° do ensaio Tipo de aço Tipo de revestimento Quantidade de H (%) Ponto de orvalho (°C) Método de trabalho Fendas Queda de dureza 201 E GA 0,1 15 L Nenhuma VG 202 c CR 0, 05 -20 L Nenhuma VG 203 c CR 0, 05 -40 L Nenhuma VG 204 c CR 0,05 -20 L Nenhuma VG 205 c CR 0, 05 0 L Nenhuma VG 206 c CR 0, 05 5 L Nenhuma VG 207 c CR 0, 05 15 L Nenhuma VG 208 c CR 0, 05 25 L Nenhuma VG 209 c CR 0, 05 40 L Sim VG 210 D CR 0, 05 -20 L Nenhuma VG 211 D CR 0, 05 -40 L Nenhuma VG 212 D CR 0, 05 -20 L Nenhuma VG 213 D CR 0, 05 0 L Nenhuma VG 214 D CR 0, 05 5 L Nenhuma VG 215 D CR 0, 05 15 L Nenhuma VG 216 D CR 0, 05 25 L Nenhuma VG 217 D CR 0, 05 40 L Sim VG 218 E CR 0, 05 -20 L Nenhuma VG 219 E CR 0, 05 -40 L Nenhuma VG 220 E CR 0, 05 -20 L Nenhuma VG 221 E CR 0, 05 0 L Nenhuma VG 222 E CR 0, 05 5 L Nenhuma VG 223 E CR 0, 05 15 L Nenhuma VG 224 E CR 0, 05 25 L Nenhuma VG 225 E CR 0, 05 40 L Sim VG 226 C CR 0, 01 -40 L Nenhuma VG 227 C CR 0, 01 0 L Nenhuma VG 228 C CR 0, 01 15 L Nenhuma VG 229 C CR 0, 01 40 L Sim VG 230 D CR 0, 01 -40 L Nenhuma VG 231 D CR 0, 01 0 L Nenhuma VG 232 D CR 0, 01 15 L Nenhuma VG 233 D CR 0, 01 40 L Sim VG 234 E CR 0, 01 -40 L Nenhuma VG 235 E CR 0, 01 0 L Nenhuma VG 236 E CR 0, 01 15 L Nenhuma VG 237 E CR 0, 01 40 L Sim VG 238 C CR 0, 005 -40 L Nenhuma VG 239 C CR 0,005 0 L Nenhuma VG 240 C CR 0, 005 15 L Nenhuma VG 241 C CR 0, 005 40 L Sim VG 242 D CR 0,005 -40 L Nenhuma VG 243 D CR 0, 005 0 L Nenhuma VG 244 D CR 0, 005 15 L Nenhuma VG 245 D CR 0,005 40 L Sim VG 246 E CR 0, 005 -40 L Nenhuma VG 247 E CR 0, 005 0 L Nenhuma VG 248 E CR 0, 005 15 L Nenhuma VG 249 E CR 0, 005 40 L Sim VG 250 D CR 80 -40 P Sim G 251 D CR 80 -20 P Sim G 252 D CR 80 0 P Sim G 253 D CR 80 5 P Sim G 254 D CR 80 15 P Sim G 255 D CR 80 25 P Sim G 256 D CR 80 40 P Sim G 257 D AL 80 -40 P Sim G 258 D AL 80 -20 P Sim G ΡΕ1790422 - 81 - 259 D AL 80 0 P Sim G 260 D AL 80 5 P Sim G 261 D AL 80 15 P Sim G 262 D AL 80 25 P Sim G 263 D AL 80 40 P Sim G 264 D CR 8 -40 P Nenhuma G 265 D CR 8 -20 P Nenhuma G 266 D CR 8 0 P Nenhuma G 267 D CR 8 5 P Nenhuma G 268 D CR 8 15 P Nenhuma G 269 D CR 8 25 P Nenhuma G 270 D CR 8 40 P Sim G 271 D AL 8 -40 P Nenhuma G 272 D AL 8 -20 P Nenhuma G 273 D AL 8 0 P Nenhuma G 274 D AL 8 5 P Nenhuma G 275 D AL 8 15 P Nenhuma G 276 D AL 8 25 P Nenhuma G 277 D AL 8 40 P Sim G 278 C CR 80 -40 D Sim - 279 C CR 80 -20 D Sim - 280 C CR 80 0 D Sim - 281 C CR 80 5 D Sim - 282 C CR 80 15 D Sim - 283 C CR 80 25 D Sim - 284 C CR 80 40 D Sim - 285 C AL 80 -40 D Sim - 286 C AL 80 -20 D Sim - 287 C AL 80 0 D Sim - 288 C AL 80 5 D Sim - 289 C AL 80 15 D Sim - 290 C AL 80 25 D Sim - 291 C AL 80 40 D Sim - 292 C GI 80 -20 D Sim - 293 C GA 80 -20 D Sim - 294 D CR 80 -40 D Sim - 295 D CR 80 -20 D Sim - 296 D CR 80 0 D Sim - 297 D CR 80 5 D Sim - 298 D CR 80 15 D Sim - 299 D CR 80 25 D Sim - 300 D CR 80 40 D Sim -

Tabela 13 (4a Parte) N° do ensaio Tipo de aço Tipo de revestimento Quantidade de H (%) Ponto de orvalho (°C) Método de trabalho Fendas Queda de dureza 301 D AL 80 -40 D Sim - 302 D AL 80 -20 D Sim - 303 D AL 80 0 D Sim - 304 D AL 80 5 D Sim - 305 D AL 80 15 D Sim - 306 D AL 80 25 D Sim - 307 D AL 80 40 D Sim - 308 D GI 80 -20 D Sim - 309 D GA 80 -20 D Sim - 310 E CR 80 -40 D Sim - 311 E CR 80 -20 D Sim - 312 E CR 80 0 D Sim - 313 E CR 80 5 D Sim - 314 E CR 80 15 D Sim - 315 E CR 80 25 D Sim - 316 E CR 80 40 D Sim - 317 E AL 80 -40 D Sim - 318 E AL 80 -20 D Sim - 319 E AL 80 0 D Sim - - 82- ΡΕ1790422 320 Ε AL 80 5 D Sim - 321 Ε AL 80 15 D Sim - 322 Ε AL 80 25 D Sim - 323 Ε AL 80 40 D Sim - 324 Ε GI 80 -20 D Sim - 325 Ε GA 80 -20 D Sim - 326 C CR 40 -40 D Sim - 327 C CR 40 0 D Sim - 328 C CR 40 15 D Sim - 329 C CR 40 40 D Sim - 330 D CR 40 -40 D Sim - 331 D CR 40 0 D Sim - 332 D CR 40 15 D Sim - 333 D CR 40 40 D Sim - 334 Ε CR 40 -40 D Sim - 335 Ε CR 40 0 D Sim - 336 Ε CR 40 15 D Sim - 337 Ε CR 40 40 D Sim - 338 C CR 8 -40 D Nenhuma - 339 C CR 8 -20 D Nenhuma - 340 C CR 8 0 D Nenhuma - 341 C CR 8 5 D Nenhuma - 342 C CR 8 15 D Nenhuma - 343 C CR 8 25 D Nenhuma - 344 C CR 8 40 D Sim - 345 D CR 8 -40 D Nenhuma - 346 D CR 8 -20 D Nenhuma - 347 D CR 8 0 D Nenhuma - 348 D CR 8 5 D Nenhuma - 349 D CR 8 15 D Nenhuma - 350 D CR 8 25 D Nenhuma - 351 D CR 8 40 D Sim - 352 Ε CR 8 -40 D Nenhuma - 353 Ε CR 8 -20 D Nenhuma - 354 Ε CR 8 0 D Nenhuma - 355 Ε CR 8 5 D Nenhuma - 356 Ε CR 8 15 D Nenhuma - 357 Ε CR 8 25 D Nenhuma - 358 Ε CR 8 40 D Sim - 359 C CR 4 -40 D Nenhuma - 360 C CR 4 0 D Nenhuma - 361 C CR 4 15 D Nenhuma - 362 C CR 4 40 D Sim - 363 D CR 4 -40 D Nenhuma - 364 D CR 4 0 D Nenhuma - 365 D CR 4 15 D Nenhuma - 366 D CR 4 40 D Sim - 367 Ε CR 4 -40 D Nenhuma - 368 Ε CR 4 0 D Nenhuma - 369 Ε CR 4 15 D Nenhuma - 370 Ε CR 4 40 D Sim - 371 C CR 2 -40 D Nenhuma - 372 C CR 2 -20 D Nenhuma - 373 C CR 2 0 D Nenhuma - 374 C CR 2 5 D Nenhuma - 375 C CR 2 15 D Nenhuma - 376 C CR 2 25 D Nenhuma - 377 C CR 2 40 D Sim - 378 C AL 2 -40 D Nenhuma - 379 C AL 2 -20 D Nenhuma - 380 C AL 2 0 D Nenhuma - 381 C AL 2 5 D Nenhuma - 382 C AL 2 15 D Nenhuma - 383 C AL 2 25 D Nenhuma - 384 C AL 2 40 D Sim - 385 C GI 2 15 D Nenhuma - 386 C GA 2 15 D Nenhuma - - 83 - ΡΕ1790422 387 D CR 2 -40 D Nenhuma - 388 D CR 2 -20 D Nenhuma - 389 D CR 2 0 D Nenhuma - 390 D CR 2 5 D Nenhuma - 391 D CR 2 15 D Nenhuma - 392 D CR 2 25 D Nenhuma - 393 D CR 2 40 D Sim - 394 D AL 2 -40 D Nenhuma - 395 D AL 2 -20 D Nenhuma - 396 D AL 2 0 D Nenhuma - 397 D AL 2 5 D Nenhuma - 398 D AL 2 15 D Nenhuma - 399 D AL 2 25 D Nenhuma - 400 D AL 2 40 D Sim -

Tabela 13 (5a Parte) N° do ensaio Tipo de aço Tipo de revestimento Quantidade de H (%) Ponto de orvalho (°C) Método de trabalho Fendas Queda de dureza 401 D GI 2 15 D Nenhuma - 402 D GA 2 15 D Nenhuma - 403 E CR 2 -40 D Nenhuma - 404 E CR 2 -20 D Nenhuma - 405 E CR 2 0 D Nenhuma - 4 0 6 E CR 2 5 D Nenhuma - 407 E CR 2 15 D Nenhuma - 408 E CR 2 25 D Nenhuma - 409 E CR 2 40 D Sim - 410 E AL 2 -40 D Nenhuma - 411 E AL 2 -20 D Nenhuma - 412 E AL 2 0 D Nenhuma - 413 E AL 2 5 D Nenhuma - 414 E AL 2 15 D Nenhuma - 415 E AL 2 25 D Nenhuma - 416 E AL 2 40 D Sim - 417 E GI 2 15 D Nenhuma - 418 E GA 2 15 D Nenhuma - 419 C CR 0,5 -40 D Nenhuma - 420 C CR 0,5 0 D Nenhuma - 421 C CR 0,5 15 D Nenhuma - 422 C CR 0,5 40 D Sim - 423 D CR 0,5 -40 D Nenhuma - 424 D CR 0 f 5 0 D Nenhuma - 425 D CR 0,5 15 D Nenhuma - 426 D CR 0,5 40 D Sim - 427 E CR 0 f 5 -40 D Nenhuma - 428 E CR 0,5 0 D Nenhuma - 429 E CR 0,5 15 D Nenhuma - 430 E CR 0,5 40 D Sim - 431 C CR 0, 1 -40 D Nenhuma - 432 C CR 0, 1 -20 D Nenhuma - 433 c CR 0,1 0 D Nenhuma - 434 C CR 0, 1 5 D Nenhuma - 435 c CR 0, 1 15 D Nenhuma - 436 c CR 0,1 25 D Nenhuma - 437 c CR 0, 1 40 D Sim - 438 c AL 0, 1 -40 D Nenhuma - 439 c AL 0,1 -20 D Nenhuma - 440 c AL 0, 1 0 D Nenhuma - 441 c AL 0, 1 5 D Nenhuma - 442 c AL 0,1 15 D Nenhuma - 443 c AL 0, 1 25 D Nenhuma - 444 c AL 0, 1 40 D Sim - 445 c GI 0,1 15 D Nenhuma - 446 c GA 0, 1 15 D Nenhuma - ΡΕ1790422 - 84- 447 D CR 0,1 -40 D Nenhuma - 448 D CR 0, 1 -20 D Nenhuma - 449 D CR 0, 1 0 D Nenhuma - 450 D CR 0, 1 5 D Nenhuma - 451 D CR 0, 1 15 D Nenhuma - 452 D CR 0, 1 25 D Nenhuma - 453 D CR 0, 1 40 D Sim - 454 D AL 0, 1 -40 D Nenhuma - 455 D AL 0, 1 -20 D Nenhuma - 456 D AL 0, 1 0 D Nenhuma - 457 D AL 0, 1 5 D Nenhuma - 458 D AL 0, 1 15 D Nenhuma - 459 D AL 0, 1 25 D Nenhuma - 4 60 D AL 0, 1 40 D Sim - 461 D GI 0, 1 15 D Nenhuma - 462 D GA 0, 1 15 D Nenhuma - 463 E CR 0, 1 -40 D Nenhuma - 464 E CR 0, 1 -20 D Nenhuma - 465 E CR 0, 1 0 D Nenhuma - 4 6 6 E CR 0, 1 5 D Nenhuma - 467 E CR 0, 1 15 D Nenhuma - 468 E CR 0, 1 25 D Nenhuma - 4 6 9 E CR 0, 1 40 D Sim - 470 E AL 0, 1 -40 D Nenhuma - 471 E AL 0, 1 -20 D Nenhuma - 472 E AL 0, 1 0 D Nenhuma - 473 E AL 0, 1 5 D Nenhuma - 474 E AL 0, 1 15 D Nenhuma - 475 E AL 0, 1 25 D Nenhuma - 476 E AL 0, 1 40 D Sim - 477 E GI 0, 1 15 D Nenhuma - 478 E GA 0, 1 15 D Nenhuma - 479 C CR 0,05 -20 D Nenhuma - 480 C CR 0, 05 -40 D Nenhuma - 481 C CR 0, 05 -20 D Nenhuma - 482 C CR 0,05 0 D Nenhuma - 483 C CR 0, 05 5 D Nenhuma - 484 C CR 0, 05 15 D Nenhuma - 485 C CR 0,05 25 D Nenhuma - 486 C CR 0, 05 40 D Sim - 487 D CR 0, 05 -20 D Nenhuma - 488 D CR 0,05 -40 D Nenhuma - 489 D CR 0, 05 -20 D Nenhuma - 490 D CR 0, 05 0 D Nenhuma - 491 D CR LO O O 5 D Nenhuma - 492 D CR 0, 05 15 D Nenhuma - 493 D CR 0, 05 25 D Nenhuma - 494 D CR LO O o 40 D Sim - 495 E CR 0, 05 -20 D Nenhuma - 4 9 6 E CR 0, 05 -40 D Nenhuma - 497 E CR LO O o -20 D Nenhuma - 498 E CR 0, 05 0 D Nenhuma - 499 E CR 0, 05 5 D Nenhuma - 500 E CR 0,05 15 D Nenhuma -

Tabela 13 (6a Parte) N° do ensaio Tipo de aço Tipo de revestimento Quantidade de H (%) Ponto de orvalho (°C) Método de trabalho Fendas Queda de dureza 501 E CR LO O O 25 D Nenhuma - 502 E CR 0, 05 40 D Sim - 503 C CR 0, 01 -40 D Nenhuma - 504 C CR 0,01 0 D Nenhuma - 505 C CR 0, 01 15 D Nenhuma - -85- ΡΕ1790422

506 c CR 0,01 40 D Sim - 507 D CR 0, 01 -40 D Nenhuma - 508 D CR 0, 01 0 D Nenhuma - 509 D CR 0, 01 15 D Nenhuma - 510 D CR 0, 01 40 D Sim - 511 E CR 0, 01 -40 D Nenhuma - 512 E CR 0, 01 0 D Nenhuma - 513 E CR 0, 01 15 D Nenhuma - 514 E CR 0, 01 40 D Sim - 515 C CR 0, 005 -40 D Nenhuma - 516 C CR 0, 005 0 D Nenhuma - 517 C CR 0, 005 15 D Nenhuma - 518 C CR 0, 005 40 D Sim - 519 D CR 0, 005 -40 D Nenhuma - 520 D CR 0, 005 0 D Nenhuma - 521 D CR 0, 005 15 D Nenhuma - 522 D CR 0, 005 40 D Sim - 523 E CR 0, 005 -40 D Nenhuma - 524 E CR 0, 005 0 D Nenhuma - 525 E CR 0, 005 15 D Nenhuma - 526 E CR 0, 005 40 D Sim - 527 D CR 80 -40 S Sim - 528 D CR 80 -20 S Sim - 529 D CR 80 0 S Sim - 530 D CR 80 5 S Sim - 531 D CR 80 15 S Sim - 532 D CR 80 25 S Sim - 533 D CR 80 40 S Sim - 534 D AL 80 -40 S Sim - 535 D AL 80 -20 S Sim - 536 D AL 80 0 S Sim - 537 D AL 80 5 S Sim - 538 D AL 80 15 S Sim - 539 D AL 80 25 S Sim - 540 D AL 80 40 S Sim - 541 D CR 8 -40 S Nenhuma - 542 D CR 8 -20 S Nenhuma - 543 D CR 8 0 S Nenhuma - 544 D CR 8 5 S Nenhuma - 545 D CR 8 15 S Nenhuma - 546 D CR 8 25 S Nenhuma - 547 D CR 8 40 s Sim - 548 D AL 8 -40 s Nenhuma - 549 D AL 8 -20 s Nenhuma - 550 D AL 8 0 s Nenhuma - 551 D AL 8 5 s Nenhuma - 552 D AL 8 15 s Nenhuma - 553 D AL 8 25 s Nenhuma - 554 D AL 8 40 s Sim - 555 D AL 8 5 s Nenhuma - 55 6 D AL 8 15 s Nenhuma - 557 D AL 8 25 s Nenhuma - 558 D AL 8 40 s Sim - 559 D CR 0,005 15 L Nenhuma VG 560 D CR 0, 005 15 P Nenhuma G 561 D CR 0, 005 15 G Nenhuma X 562 D AL 2 15 L Nenhuma VG 563 D AL 2 15 P Nenhuma G 564 D AL 2 15 G Nenhuma X - 86- ΡΕ1790422 (Exemplo 8) (Fora do âmbito da invenção)

Foi realizada a fundição de placas com as composições químicas apresentadas na Tabela 4. Estas placas foram aquecidas num intervalo de 1050 °C a 1350 °C e laminadas a quente a uma temperatura de acabamento situada entre 800 °C e 900 °C e a uma temperatura de bobinagem situada entre 450 °C e 680 °C para obter chapas de aço laminadas a quente com uma espessura de 4 mm. Em seguida, as chapas de aço foram decapadas e depois laminadas a frio para obtenção de chapas de aço laminadas a frio com uma espessura de 1,6 mm. Adicionalmente, partes destas placas laminadas a frio foram tratadas por revestimento de alumínio com imersão a quente, revestimento de alumínio-zinco com imersão a quente, galvanização por imersão a quente de elementos de liga, e galvanização por imersão a quente. A Tabela 5 mostra as legendas dos tipos de revestimento. Depois disso, estas chapas de aço laminadas a frio e chapas de aço com tratamento superficial foram aquecidas, por aquecimento em forno, até uma temperatura superior ao ponto Ac3, ou seja a zona austenítica de 950°C, sendo por fim moldadas a quente. A atmosfera no forno de aquecimento foi submetida a alterações no que diz respeito à quantidade de hidrogénio e ao ponto de orvalho. As condições são mostradas na Tabela 14.

Uma secção transversal do formato do molde é mostrada na Figura 14. A legenda da Figura 14 é aqui -87- ΡΕ1790422 apresentada (1: matriz, 2: punção). A forma do punção, quando observado do lado de cima, é mostrada na Figura 15. A legenda da Figura 15 é aqui apresentada (2: punção) . A forma da matriz, quando observada do lado de baixo, é mostrada na Figura 16. A legenda da Figura 16 é aqui apresentada (1: matriz). 0 molde seguiu o formato do punção. 0 formato da matriz foi determinado por uma folga com uma espessura de 1,6 mm. As dimensões da peça em bruto (em mm) foram estabelecidas com espessura de 1,6χ 300><500.

As condições de moldagem foram: uma velocidade de puncionamento de lOmm/s, una força de compressão de 200 tons, e um tempo de espera no ponto morto inferior de 5 segundos. Uma vista esquemática da peça moldada é mostrada na Figura 17. A partir de um provete de ensaio de tracção recortado a partir da peça moldada, a resistência à tracção da peça moldada mostrou ter um valor de 1470 MPa ou superior. 0 cisalhamento realizado consistiu em perfuração. A posição indicada na Figura 18 foi perfurada usando um punção com um diâmetro φ = 10ιητη e usando uma matriz com um diâmetro de 10,5 mm. A Figura 5 mostra a forma da peça, quando observada do lado de cima. A legenda da Figura 18 é aqui apresentada (1: peça 2: centro do orificio a perfurar). A perfuração foi realizada antes de terem decorrido 30 minutos após a enformação a quente. Depois de perfuração, foi realizada mandrilagem. 0 método de trabalho -88- ΡΕ1790422 é mostrado em conjunto com a Tabela 14. Para a legenda, o caso da mandrilagem é identificado pela letra "R", enquanto o caso de não realização de trabalho é identificado pela letra "N". Nesta altura, foi feita a alteração do diâmetro do orificio já concluido e foi estudado o efeito da remoção de espessura. As condições são mostradas em conjunto com a Tabela 14. A mandrilagem foi realizada antes de terem decorrido 30 minutos após a perfuração. A resistência à fragilização por hidrogénio foi avaliada após uma semana da realização da mandrilagem, com observação de toda a periferia do orificio para detectar a presença de fendas. A observação foi realizada por uma lupa ou microscópio electrónico. Os resultados da detecção são mostrados em conjunto com a Tabela 4.

Os ensaios n°s 1 a 277 mostram os resultados de se terem considerado os efeitos do tipo de aço, tipo de revestimento, concentração de hidrogénio na atmosfera e ponto de orvalho, para o caso de mandrilagem. Os ensaios n°s 278 a 289 mostram os resultados de se terem considerado os efeitos da quantidade de trabalho realizado.

Tabela 14 (Ia Parte) N° do ensaio Tipo de aço Tipo de revestimento Quantidade de H (%) Ponto de orvalho (°C) Método de trabalho Quantidade de trabalho realizado (mm) Fendas 1 c CR 80 -40 R 0,1 Sim 2 c CR 80 -20 R 0,1 Sim 3 c CR 80 0 R 0,1 Sim 4 c CR 80 5 R 0,1 Sim 5 c CR 80 15 R 0,1 Sim 6 c CR 80 25 R 0,1 Sim 7 c CR 80 40 R 0,1 Sim 8 c AL 80 -40 R 0,1 Sim 9 c AL 80 -20 R 0,1 Sim 10 c AL 80 0 R 0,1 Sim - 89- ΡΕ1790422 11 c AL 80 5 R 0,1 Sim 12 c AL 80 15 R 0, 1 Sim 13 c AL 80 25 R 0, 1 Sim 14 c AL 80 40 R 0, 1 Sim 15 c GI 80 -20 R 0, 1 Sim 16 c GA 80 -20 R 0, 1 Sim 17 D CR 80 -40 R 0, 1 Sim 18 D CR 80 -20 R 0, 1 Sim 19 D CR 80 0 R 0, 1 Sim 20 D CR 80 5 R 0, 1 Sim 21 D CR 80 15 R 0, 1 Sim 22 D CR 80 25 R 0, 1 Sim 23 D CR 80 40 R 0, 1 Sim 24 D AL 80 -40 R 0, 1 Sim 25 D AL 80 -20 R 0, 1 Sim 26 D AL 80 0 R 0, 1 Sim 27 D AL 80 5 R 0, 1 Sim 28 D AL 80 15 R 0, 1 Sim 29 D AL 80 25 R 0, 1 Sim 30 D AL 80 40 R 0, 1 Sim 31 D GI 80 -20 R 0, 1 Sim 32 D GA 80 -20 R 0, 1 Sim 33 E CR 80 -40 R 0, 1 Sim 34 E CR 80 -20 R 0, 1 Sim 35 E CR 80 0 R 0, 1 Sim 36 E CR 80 5 R 0, 1 Sim 37 E CR 80 15 R 0, 1 Sim 38 E CR 80 25 R 0, 1 Sim 39 E CR 80 40 R 0, 1 Sim 40 E AL 80 -40 R 0, 1 Sim 41 E AL 80 -20 R 0, 1 Sim 42 E AL 80 0 R 0, 1 Sim 43 E AL 80 5 R 0,1 Sim 44 E AL 80 15 R 0, 1 Sim 45 E AL 80 25 R 0, 1 Sim 4 6 E AL 80 40 R 0,1 Sim 47 E GI 80 -20 R 0, 1 Sim 48 E GA 80 -20 R 0, 1 Sim 49 C CR 40 -40 R 0,1 Sim 50 C CR 40 0 R 0, 1 Sim 51 C CR 40 15 R 0, 1 Sim 52 c CR 40 40 R 0,1 Sim 53 D CR 40 -40 R 0, 1 Sim 54 D CR 40 0 R 0, 1 Sim 55 D CR 40 15 R 0,1 Sim 56 D CR 40 40 R 0, 1 Sim 57 E CR 40 -40 R 0, 1 Sim 58 E CR 40 0 R 0,1 Sim 59 E CR 40 15 R 0, 1 Sim 60 E CR 40 40 R 0, 1 Sim 61 c CR 8 -40 R 0,1 Nenhuma 62 C CR 8 -20 R 0, 1 Nenhuma 63 C CR 8 0 R 0, 1 Nenhuma 64 c CR 8 5 R 0,1 Nenhuma 65 c CR 8 15 R 0, 1 Nenhuma 6 6 c CR 8 25 R 0, 1 Nenhuma 67 c CR 8 40 R 0,1 Sim 68 D CR 8 -40 R 0, 1 Nenhuma 69 D CR 8 -20 R 0, 1 Nenhuma 70 D CR 8 0 R 0,1 Nenhuma 71 D CR 8 5 R 0, 1 Nenhuma 72 D CR 8 15 R 0, 1 Nenhuma 73 D CR 8 25 R 0,1 Nenhuma 74 D CR 8 40 R 0, 1 Sim 75 E CR 8 -40 R 0, 1 Nenhuma 76 E CR 8 -20 R 0,1 Nenhuma 77 E CR 8 0 R 0, 1 Nenhuma -90- ΡΕ1790422 78 E CR 8 5 R 0,1 Nenhuma 79 E CR 8 15 R 0, 1 Nenhuma 80 E CR 8 25 R 0, 1 Nenhuma 81 E CR 8 40 R 0, 1 Sim 82 C CR 4 -40 R 0, 1 Nenhuma 83 C CR 4 0 R 0, 1 Nenhuma 84 C CR 4 15 R 0, 1 Nenhuma 85 C CR 4 40 R 0, 1 Sim 86 D CR 4 -40 R 0, 1 Nenhuma 87 D CR 4 0 R 0, 1 Nenhuma 88 D CR 4 15 R 0, 1 Nenhuma 89 D CR 4 40 R 0, 1 Sim 90 E CR 4 -40 R 0, 1 Nenhuma 91 E CR 4 0 R 0, 1 Nenhuma 92 E CR 4 15 R 0, 1 Nenhuma 93 E CR 4 40 R 0, 1 Sim 94 C CR 2 -40 R 0, 1 Nenhuma 95 C CR 2 -20 R 0, 1 Nenhuma 96 C CR 2 0 R 0, 1 Nenhuma 97 C CR 2 5 R 0, 1 Nenhuma 98 C CR 2 15 R 0, 1 Nenhuma 99 C CR 2 25 R 0, 1 Nenhuma 100 C CR 2 40 R 0, 1 Sim

Tabela 14 (2a Parte) N° do ensaio Tipo de aço Tipo de revestimento Quantidade de H (%) Ponto de orvalho (°C) Método de trabalho Quantidade de trabalho realizado (mm) Fendas 101 c AL 2 -40 R 0, 1 Nenhuma 102 c AL 2 -20 R 0, 1 Nenhuma 103 c AL 2 0 R 0, 1 Nenhuma 104 c AL 2 5 R 0, 1 Nenhuma 105 c AL 2 15 R 0, 1 Nenhuma 106 c AL 2 25 R 0, 1 Nenhuma 107 c AL 2 40 R 0, 1 Sim 108 c GI 2 15 R 0, 1 Nenhuma 109 c GA 2 15 R 0, 1 Nenhuma 110 D CR 2 -40 R 0, 1 Nenhuma 111 D CR 2 -20 R 0, 1 Nenhuma 112 D CR 2 0 R 0, 1 Nenhuma 113 D CR 2 5 R 0, 1 Nenhuma 114 D CR 2 15 R 0, 1 Nenhuma 115 D CR 2 25 R 0, 1 Nenhuma 116 D CR 2 40 R 0, 1 Sim 117 D AL 2 -40 R 0, 1 Nenhuma 118 D AL 2 -20 R 0, 1 Nenhuma 119 D AL 2 0 R 0, 1 Nenhuma 120 D AL 2 5 R 0,1 Nenhuma 121 D AL 2 15 R 0, 1 Nenhuma 122 D AL 2 25 R 0, 1 Nenhuma 123 D AL 2 40 R 0,1 Sim 124 D GI 2 15 R 0, 1 Nenhuma 125 D GA 2 15 R 0, 1 Nenhuma 126 E CR 2 -40 R 0,1 Nenhuma 127 E CR 2 -20 R 0, 1 Nenhuma 128 E CR 2 0 R 0, 1 Nenhuma 129 E CR 2 5 R τ—1 o Nenhuma 130 E CR 2 15 R 0, 1 Nenhuma 131 E CR 2 25 R 0, 1 Nenhuma 132 E CR 2 40 R 0,1 Sim 133 E AL 2 -40 R 0, 1 Nenhuma 134 E AL 2 -20 R 0, 1 Nenhuma 135 E AL 2 0 R 0,1 Nenhuma 136 E AL 2 5 R 0, 1 Nenhuma -91 ΡΕ1790422 137 Ε AL 2 15 R ο,ΐ Nenhuma 138 Ε AL 2 25 R ο, 1 Nenhuma 139 Ε AL 2 40 R ο, 1 Sim 140 Ε GI 2 15 R ο, 1 Nenhuma 141 Ε GA 2 15 R ο, 1 Nenhuma 142 C CR 0,5 -40 R ο, 1 Nenhuma 143 C CR 0,5 0 R ο, 1 Nenhuma 144 C CR 0,5 15 R ο, 1 Nenhuma 145 C CR 0,5 40 R ο, 1 Sim 146 D CR 0,5 -40 R ο, 1 Nenhuma 147 D CR 0,5 0 R ο, 1 Nenhuma 148 D CR 0,5 15 R ο, 1 Nenhuma 149 D CR 0,5 40 R ο, 1 Sim 150 Ε CR 0,5 -40 R ο, 1 Nenhuma 151 Ε CR 0,5 0 R ο, 1 Nenhuma 152 Ε CR 0,5 15 R ο, 1 Nenhuma 153 Ε CR 0,5 40 R ο, 1 Sim 154 C CR 0, 1 -40 R ο, 1 Nenhuma 155 C CR 0, 1 -20 R ο, 1 Nenhuma 156 C CR 0, 1 0 R ο, 1 Nenhuma 157 C CR 0, 1 5 R ο, 1 Nenhuma 158 C CR 0, 1 15 R ο, 1 Nenhuma 159 C CR 0, 1 25 R ο, 1 Nenhuma 160 C CR 0, 1 40 R ο, 1 Sim 161 C AL 0, 1 -40 R ο, 1 Nenhuma 162 C AL 0, 1 -20 R ο, 1 Nenhuma 163 C AL 0, 1 0 R ο, 1 Nenhuma 164 C AL 0, 1 5 R ο, 1 Nenhuma 165 C AL 0, 1 15 R ο, 1 Nenhuma 16 6 C AL 0, 1 25 R ο, 1 Nenhuma 167 C AL 0, 1 40 R ο, 1 Sim 168 C GI 0, 1 15 R ο, 1 Nenhuma 169 C GA 0,1 15 R 0,1 Nenhuma 170 D CR 0, 1 -40 R ο, 1 Nenhuma 171 D CR 0, 1 -20 R ο, 1 Nenhuma 172 D CR 0,1 0 R 0,1 Nenhuma 173 D CR 0, 1 5 R ο, 1 Nenhuma 174 D CR 0, 1 15 R ο, 1 Nenhuma 175 D CR 0,1 25 R 0,1 Nenhuma 176 D CR 0, 1 40 R ο, 1 Sim 177 D AL 0, 1 -40 R ο, 1 Nenhuma 178 D AL 0,1 -20 R 0,1 Nenhuma 179 D AL 0, 1 0 R ο, 1 Nenhuma 180 D AL 0, 1 5 R ο, 1 Nenhuma 181 D AL 0,1 15 R 0,1 Nenhuma 182 D AL 0, 1 25 R ο, 1 Nenhuma 183 D AL 0, 1 40 R ο, 1 Sim 184 D GI 0,1 15 R 0,1 Nenhuma 185 D GA 0, 1 15 R ο, 1 Nenhuma 186 Ε CR 0, 1 -40 R ο, 1 Nenhuma 187 Ε CR 0,1 -20 R 0,1 Nenhuma 188 Ε CR ο, 1 0 R ο, 1 Nenhuma 189 Ε CR ο, 1 5 R ο, 1 Nenhuma 190 Ε CR ο,ΐ 15 R ο,ΐ Nenhuma 191 Ε CR ο, 1 25 R ο, 1 Nenhuma 192 Ε CR ο, 1 40 R ο, 1 Sim 193 Ε AL ο,ΐ -40 R ο,ΐ Nenhuma 194 Ε AL ο, 1 -20 R ο, 1 Nenhuma 195 Ε AL ο, 1 0 R ο, 1 Nenhuma 196 Ε AL ο,ΐ 5 R ο,ΐ Nenhuma 197 Ε AL ο, 1 15 R ο, 1 Nenhuma 198 Ε AL ο, 1 25 R ο, 1 Nenhuma 199 Ε AL ο,ΐ 40 R ο,ΐ Sim 200 Ε GI ο, 1 15 R ο, 1 Nenhuma -92- ΡΕ1790422

Tabela 14 (3a Parte) N° Do ensaio Tipo de aço Tipo de revestimento Quantidade de H (%) Ponto de orvalho (°C) Método de trabalho Quantidade de trabalho realizado (mm) Fendas 201 E GA 0, 1 15 R 0, 1 Nenhuma 202 c CR 0, 05 -20 R 0,1 Nenhuma 203 c CR 0, 05 -40 R 0,1 Nenhuma 204 c CR 0, 05 -20 R 0,1 Nenhuma 205 c CR 0, 05 0 R 0, 1 Nenhuma 206 c CR 0,05 5 R 0,1 Nenhuma 207 c CR 0, 05 15 R 0, 1 Nenhuma 208 c CR 0, 05 25 R 0, 1 Nenhuma 209 c CR 0,05 40 R 0,1 Sim 210 D CR 0, 05 -20 R 0,1 Nenhuma 211 D CR 0, 05 -40 R 0,1 Nenhuma 212 D CR 0,05 -20 R 0,1 Nenhuma 213 D CR 0, 05 0 R 0, 1 Nenhuma 214 D CR 0, 05 5 R 0, 1 Nenhuma 215 D CR 0,05 15 R 0,1 Nenhuma 216 D CR 0, 05 25 R 0, 1 Nenhuma 217 D CR 0, 05 40 R 0, 1 Sim 218 E CR LO O O -20 R 0,1 Nenhuma 219 E CR 0, 05 -40 R 0,1 Nenhuma 220 E CR 0, 05 -20 R 0,1 Nenhuma 221 E CR LO O o 0 R 0,1 Nenhuma 222 E CR 0, 05 5 R 0, 1 Nenhuma 223 E CR 0, 05 15 R 0, 1 Nenhuma 224 E CR LO O o 25 R 0,1 Nenhuma 225 E CR 0, 05 40 R 0, 1 Sim 226 C CR 0, 01 -40 R 0,1 Nenhuma 227 C CR 0,01 0 R 0,1 Nenhuma 228 C CR 0, 01 15 R 0, 1 Nenhuma 229 C CR 0, 01 40 R 0, 1 Sim 230 D CR 0,01 -40 R 0,1 Nenhuma 231 D CR 0, 01 0 R 0, 1 Nenhuma 232 D CR 0, 01 15 R 0, 1 Nenhuma 233 D CR 0,01 40 R 0,1 Sim 234 E CR 0, 01 -40 R 0,1 Nenhuma 235 E CR 0, 01 0 R 0, 1 Nenhuma 236 E CR 0,01 15 R 0,1 Nenhuma 237 E CR 0, 01 40 R 0, 1 Sim 238 C CR 0, 005 -40 R 0,1 Nenhuma 239 C CR 0,005 0 R 0,1 Nenhuma 240 C CR 0, 005 15 R 0, 1 Nenhuma 241 C CR 0, 005 40 R 0, 1 Sim 242 D CR 0,005 -40 R 0,1 Nenhuma 243 D CR 0, 005 0 R 0, 1 Nenhuma 244 D CR 0, 005 15 R 0, 1 Nenhuma 245 D CR 0,005 40 R 0,1 Sim 246 E CR 0, 005 -40 R 0,1 Nenhuma 247 E CR 0, 005 0 R 0, 1 Nenhuma 248 E CR 0,005 15 R 0,1 Nenhuma 249 E CR 0, 005 40 R 0, 1 Sim 250 D CR 80 -40 N 0 Sim 251 D CR 80 -20 N 0 Sim 252 D CR 80 0 N 0 Sim 253 D CR 80 5 N 0 Sim 254 D CR 80 15 N 0 Sim 255 D CR 80 25 N 0 Sim 256 D CR 80 40 N 0 Sim 257 D AL 80 -40 N 0 Sim 258 D AL 80 -20 N 0 Sim 259 D AL 80 0 N 0 Sim 260 D AL 80 5 N 0 Sim -93- ΡΕ1790422 261 D AL 80 15 N 0 Sim 262 D AL 80 25 N 0 Sim 263 D AL 80 40 N 0 Sim 264 D CR 8 -40 N 0 Sim 265 D CR 8 -20 N 0 Sim 266 D CR 8 0 N 0 Sim 267 D CR 8 5 N 0 Sim 268 D CR 8 15 N 0 Sim 269 D CR 8 25 N 0 Sim 270 D CR 8 40 N 0 Sim 271 D AL 8 -40 N 0 Sim 272 D AL 8 -20 N 0 Sim 273 D AL 8 0 N 0 Sim 274 D AL 8 5 N 0 Sim 275 D AL 8 15 N 0 Sim 276 D AL 8 25 N 0 Sim 277 D AL 8 40 N 0 Sim 278 C CR 2 15 R 0 Sim 279 C CR 2 15 R 0 Sim 280 C CR 2 15 R 0, 1 Nenhuma 281 C CR 2 15 R 0,2 Nenhuma 282 D CR 2 15 R 0 Sim 283 D CR 2 15 R 0 Sim 284 D CR 2 15 R 0, 1 Nenhuma 285 D CR 2 15 R 0,2 Nenhuma 286 E CR 2 15 R 0 Sim 287 E CR 2 15 R 0 Sim 288 E CR 2 15 R 0, 1 Nenhuma 289 E CR 2 15 R 0,2 Nenhuma

De acordo com a presente invenção, torna-se possível produzir uma peça de elevada resistência para um automóvel, leve em termos de peso e superior em termos de segurança em caso de colisão, por arrefecimento e endurecimento após enformação no molde.

Lisboa, 14 de Maio de 2012

Claims (2)

1. ΡΕ1790422 - 1 - REIVINDICAÇÕES 1. Um método de produção de uma peça de elevada resistência, compreendendo as seguintes etapas: utilização de uma chapa de aço contendo em termos de composição química, % em peso, C: 0,05% a 0,55% e Mn: 0,1% a 3%, opcionalmente um ou mais elementos seleccionados a partir de Si: 1,0% ou menos, AI: 0,005% a 0,1%, S: 0,02% ou menos, P: 0,03% ou menos, Cr: 0,01% a 1,0%, B: 0,0002% a 0,0050%, N: 0,01% ou menos, e O: 0,015% ou menos, e ainda opcionalmente um ou mais elementos seleccionados a partir de Nb, Zr, Mo e V com não mais de 1% de cada um, e apresentando uma resistência à tracção de 980 MPa ou mais; caracterizado por o método ainda contemplar as seguintes etapas: aquecimento da chapa de aço numa atmosfera de hidrogénio com uma quantidade, em percentagem volumétrica, de 10% ou menos (podendo ser 0%), e com um ponto de orvalho de 30 °C ou menos relativamente ao AC3 para o ponto de fusão; em seguida, iniciar a enformação por pressão a uma temperatura superior à temperatura a que ocorre a transformação de ferrite, perlite, bainite e martensite, e completando a enformação por pressão no estado austenítico; aplicação de cisalhamento antes de se ter percorrido uma distância de 10 mm a partir do ponto morto inferior da enformação por pressão; e - 2- ΡΕ1790422 arrefecimento e endurecimento após a enformação por pressão no molde, para produzir uma peça de elevada resistência.
2. 2. Um método de produção de uma peça de elevada resistência conforme estabelecido na reivindicação 1, caracterizado por a mencionada chapa de aço ser tratada ou por um revestimento de aluminio, ou por um revestimento de alumínio-zinco, ou por um revestimento de zinco. Lisboa, 14 de Maio de 2012