CA2314177C - Tole d'acier a basse teneur en aluminium pour emballage - Google Patents
Tole d'acier a basse teneur en aluminium pour emballage Download PDFInfo
- Publication number
- CA2314177C CA2314177C CA2314177A CA2314177A CA2314177C CA 2314177 C CA2314177 C CA 2314177C CA 2314177 A CA2314177 A CA 2314177A CA 2314177 A CA2314177 A CA 2314177A CA 2314177 C CA2314177 C CA 2314177C
- Authority
- CA
- Canada
- Prior art keywords
- temperature
- steel
- elongation
- low
- strip
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Expired - Lifetime
Links
Classifications
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D9/00—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor
- C21D9/46—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for sheet metals
- C21D9/48—Heat treatment, e.g. annealing, hardening, quenching or tempering, adapted for particular articles; Furnaces therefor for sheet metals deep-drawing sheets
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D8/00—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment
- C21D8/02—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of plates or strips
- C21D8/04—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of plates or strips to produce plates or strips for deep-drawing
- C21D8/0421—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of plates or strips to produce plates or strips for deep-drawing characterised by the working steps
- C21D8/0436—Cold rolling
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D8/00—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment
- C21D8/02—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of plates or strips
- C21D8/04—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of plates or strips to produce plates or strips for deep-drawing
- C21D8/0447—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of plates or strips to produce plates or strips for deep-drawing characterised by the heat treatment
- C21D8/0468—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of plates or strips to produce plates or strips for deep-drawing characterised by the heat treatment between cold rolling steps
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21D—MODIFYING THE PHYSICAL STRUCTURE OF FERROUS METALS; GENERAL DEVICES FOR HEAT TREATMENT OF FERROUS OR NON-FERROUS METALS OR ALLOYS; MAKING METAL MALLEABLE, e.g. BY DECARBURISATION OR TEMPERING
- C21D8/00—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment
- C21D8/02—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of plates or strips
- C21D8/04—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of plates or strips to produce plates or strips for deep-drawing
- C21D8/0447—Modifying the physical properties by deformation combined with, or followed by, heat treatment during manufacturing of plates or strips to produce plates or strips for deep-drawing characterised by the heat treatment
- C21D8/0473—Final recrystallisation annealing
Landscapes
- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Materials Engineering (AREA)
- Thermal Sciences (AREA)
- Crystallography & Structural Chemistry (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Physics & Mathematics (AREA)
- Metallurgy (AREA)
- Organic Chemistry (AREA)
- Heat Treatment Of Sheet Steel (AREA)
- Laminated Bodies (AREA)
- Chemical Treatment Of Metals (AREA)
- Wrappers (AREA)
Abstract
L'invention a pour objet une tôle d'acier à basse teneur en aluminium comprenant en poids entre 0,050 et 0,080 % de carbone, entre 0,25 et 0,40 % de manganèse, moins de 0,020 % d'aluminium, entre 0,010 et 0,014% d'azote, le reste étant du fer et des impuretés résiduelles inévitables. L'acier comporte des atmosphères de COTTRELL et/ou des carbures epsilon précipités à basse température, et présente un nombre de grains par mm2 supérieur à 30000 ainsi que, à l'état vieilli, un taux d'allongement A% satisfaisant la relation : (750-Rm)/16,5 <= A% <= (850-Rm)/17,5 Rm étant la résistance maximale à la rupture.
Description
TOLE D'ACIER A BASSE TENEUR EN ALUMINIUM POUR EMBALLAGE.
La présente invention concerne le domaine des aciers pour application dans le domaine de l'emballage métallique, alimentaire, non alimentaire ou industriel.
Les aciers élaborés pour des utilisations propres à l'emballage métallique se différencient surtout des tôles minces par leurs caractéristiques physiques.
Les épaisseurs des tôles d'acier pour emballage varient de 0,12 to mm à 0,25 mm pour la plus grande majorité des utilisations, mais peuvent atteindre des épaisseurs plus importantes, jusqu'à 0,49 mm pour des applications très particulières. C'est par exemple le cas de certains emballages non alimentaires, comme par exemple certains aérosols, ou le cas de certains emballages industriels. Elles peuvent également descendre jusqu'à 0,08 mm, par exemple dans le cas des barquettes alimentaires.
Les tôles d'acier pour emballage sont habituellement revêtues d'un revêtement métallique (étain, refondu ou non, ou chrome) sur lequel est généralement déposé un revêtement organique (vernis, encres, films plastiques).
Dans le cas des emballages deux pièces, ceux-ci sont réalisés par emboutissage sous serre-flan, ou par emboutissage/repassage pour les boites boissons, et sont généralement des boites axisymétriques, cylindriques ou tronconiques. Cependant, les emballagistes montrent un intérêt de plus en plus marqué pour des aciers d'épaisseurs toujours plus faibles, de 0,12 mm à
0,075 mm et, dans le souci de se différencier des concurrents, ils cherchent à
innover dans des formes de plus en plus complexes. Aussi trouvons nous maintenant des boites de formes originales, fabriquées dans des tôles d'acier de faibles épaisseurs qui, bien que présentant de plus grandes difficultés de formage, doivent répondre aux critères d'utilisation (tenue mécanique de l'emballage, résistance à la charge axiale qu'ils subissent lors de leur entreposage en empilement, résistance à la surpression interne qu'ils subissent pendant le traitement thermique de stérilisation et à la dépression interne qu'ils subissent après le refroidissement) et donc présenter une très haute résistance mécanique.
Ainsi, la mise en oeuvre et la performance de ces emballages dépendent d'un certain nombre de caractéristiques mécaniques de l'acier :
La présente invention concerne le domaine des aciers pour application dans le domaine de l'emballage métallique, alimentaire, non alimentaire ou industriel.
Les aciers élaborés pour des utilisations propres à l'emballage métallique se différencient surtout des tôles minces par leurs caractéristiques physiques.
Les épaisseurs des tôles d'acier pour emballage varient de 0,12 to mm à 0,25 mm pour la plus grande majorité des utilisations, mais peuvent atteindre des épaisseurs plus importantes, jusqu'à 0,49 mm pour des applications très particulières. C'est par exemple le cas de certains emballages non alimentaires, comme par exemple certains aérosols, ou le cas de certains emballages industriels. Elles peuvent également descendre jusqu'à 0,08 mm, par exemple dans le cas des barquettes alimentaires.
Les tôles d'acier pour emballage sont habituellement revêtues d'un revêtement métallique (étain, refondu ou non, ou chrome) sur lequel est généralement déposé un revêtement organique (vernis, encres, films plastiques).
Dans le cas des emballages deux pièces, ceux-ci sont réalisés par emboutissage sous serre-flan, ou par emboutissage/repassage pour les boites boissons, et sont généralement des boites axisymétriques, cylindriques ou tronconiques. Cependant, les emballagistes montrent un intérêt de plus en plus marqué pour des aciers d'épaisseurs toujours plus faibles, de 0,12 mm à
0,075 mm et, dans le souci de se différencier des concurrents, ils cherchent à
innover dans des formes de plus en plus complexes. Aussi trouvons nous maintenant des boites de formes originales, fabriquées dans des tôles d'acier de faibles épaisseurs qui, bien que présentant de plus grandes difficultés de formage, doivent répondre aux critères d'utilisation (tenue mécanique de l'emballage, résistance à la charge axiale qu'ils subissent lors de leur entreposage en empilement, résistance à la surpression interne qu'ils subissent pendant le traitement thermique de stérilisation et à la dépression interne qu'ils subissent après le refroidissement) et donc présenter une très haute résistance mécanique.
Ainsi, la mise en oeuvre et la performance de ces emballages dépendent d'un certain nombre de caractéristiques mécaniques de l'acier :
2 - le coefficient d'anisotropie planaire Oc aniso, - le coefficient de Lankford, - la limite d'élasticité Re, - la résistance maximale à la rupture Rm, - l'allongement A%, - l'allongement réparti Ag%.
Pour conférer à l'emballage une tenue mécanique équivalente à
épaisseur d'acier inférieure, il est indispensable que la tôle d'acier présente une résistance maximale à rupture plus élevée.
io Pour la réalisation d'emballages, il est connu d'utiliser des aciers à basse teneur en aluminium, et en particulier des aciers dits aciers bas aluminium renitrurés . Un tel acier est par exemple décrit dans le brevet français n 95 11 113.
La teneur en carbone visée habituellement pour ce type d'acier ts est comprise entre 0,050% et 0,080%, la teneur en manganèse comprise entre 0,20 et 0,45%. La teneur en aluminium est contrôlée pour être inférieure à 0,020 % dans le but de conférer à la tôle d'acier une microstructure améliorée, une bonne propreté inclusionnaire, et par voie de conséquence des caractéristiques mécaniques élevées.
20 La teneur en azote est également contrôlée et est comprise entre 0,008 et 0,016 %. Cette teneur en azote est assurée par ajout en poche de cyanamide calcique lors de l'élaboration de l'acier, ou par soufflage d'azote gazeux dans le bain d'acier. L'intérêt connu de l'ajout d'azote est de durcir l'acier par effet de solution solide.
25 Ces tôles d'acier sont réalisées par laminage à froid d'une bande à chaud, avec un taux de laminage à froid compris entre 75% et plus de 90%, suivi d'un recuit en continu à une température comprise entre 640 et 700 C, et d'un second laminage à froid avec un taux d'allongement au cours de ce second laminage à froid variable entre 2% et 45% selon le niveau de 3o résistance maximale à la rupture Rm visé.
Mais, pour les aciers à basse teneur en aluminium, des caractéristiques mécaniques élevées sont associées à une capacité
d'allongement faible. Cette faible ductilité, outre le fait qu'elle est défavorable à la mise en forme de l'emballage, entraîne dans cette mise en forme un 35 amincissement des parois qui va être défavorable aux performances de l'emballage.
Pour conférer à l'emballage une tenue mécanique équivalente à
épaisseur d'acier inférieure, il est indispensable que la tôle d'acier présente une résistance maximale à rupture plus élevée.
io Pour la réalisation d'emballages, il est connu d'utiliser des aciers à basse teneur en aluminium, et en particulier des aciers dits aciers bas aluminium renitrurés . Un tel acier est par exemple décrit dans le brevet français n 95 11 113.
La teneur en carbone visée habituellement pour ce type d'acier ts est comprise entre 0,050% et 0,080%, la teneur en manganèse comprise entre 0,20 et 0,45%. La teneur en aluminium est contrôlée pour être inférieure à 0,020 % dans le but de conférer à la tôle d'acier une microstructure améliorée, une bonne propreté inclusionnaire, et par voie de conséquence des caractéristiques mécaniques élevées.
20 La teneur en azote est également contrôlée et est comprise entre 0,008 et 0,016 %. Cette teneur en azote est assurée par ajout en poche de cyanamide calcique lors de l'élaboration de l'acier, ou par soufflage d'azote gazeux dans le bain d'acier. L'intérêt connu de l'ajout d'azote est de durcir l'acier par effet de solution solide.
25 Ces tôles d'acier sont réalisées par laminage à froid d'une bande à chaud, avec un taux de laminage à froid compris entre 75% et plus de 90%, suivi d'un recuit en continu à une température comprise entre 640 et 700 C, et d'un second laminage à froid avec un taux d'allongement au cours de ce second laminage à froid variable entre 2% et 45% selon le niveau de 3o résistance maximale à la rupture Rm visé.
Mais, pour les aciers à basse teneur en aluminium, des caractéristiques mécaniques élevées sont associées à une capacité
d'allongement faible. Cette faible ductilité, outre le fait qu'elle est défavorable à la mise en forme de l'emballage, entraîne dans cette mise en forme un 35 amincissement des parois qui va être défavorable aux performances de l'emballage.
3 Ainsi par exemple un acier bas aluminium renitruré
présentant une résistance maximale à la rupture Rm de l'ordre de 550 MPa, présentera un taux d'allongement A% de l'ordre de 2 à 5% seulement.
La présente invention a pour but de proposer une tôle d'acier à
basse teneur en aluminium pour emballage qui présente un taux d'allongement A% plus élevé que celui des aciers à basse teneur en aluminium de l'état de la technique, à niveau de résistance maximale à la rupture équivalente.
Pour obtenir ces caractéristiques, l'invention a pour objet un io procédé de fabrication d'une bande d'acier à basse teneur en aluminium pour emballage, dans lequel :
- on approvisionne une bande d'acier laminée à chaud comportant en poids entre 0,050 et 0,080 % de carbone, entre 0,25 et 0,40 %
de manganèse, moins de 0,020 % d'aluminium, entre 0,010 et 0,014%
d'azote, le reste étant du fer et des impuretés résiduelles inévitables, - on effectue un premier laminage à froid de la bande, - on soumet la bande laminée à froid à un recuit, - on effectue éventuellement un laminage à froid secondaire, caractérisé en ce que le recuit est un recuit continu dont le cycle comporte :
- une montée en température jusqu'à une température supérieure à la température de début de transformation perlitique Ac,, - un maintien de la bande au dessus de cette température pendant une durée supérieure à 10 secondes, - un refroidissement rapide de la bande jusqu'à une température inférieure à 100 C à une vitesse de refroidissement supérieure à 100 C par seconde, - un traitement thermique à basse température comprise entre 100 C et 300 C pendant une durée supérieure à 10 secondes, - et un refroidissement jusqu'à la température ambiante.
Selon d'autres caractéristiques du procédé selon l'invention :
- après refroidissement rapide de la bande et avant traitement thermique à basse température, on effectue une opération de déformation plastique en allongement de la bande avec un taux d'allongement compris entre 1 et 5% ;
présentant une résistance maximale à la rupture Rm de l'ordre de 550 MPa, présentera un taux d'allongement A% de l'ordre de 2 à 5% seulement.
La présente invention a pour but de proposer une tôle d'acier à
basse teneur en aluminium pour emballage qui présente un taux d'allongement A% plus élevé que celui des aciers à basse teneur en aluminium de l'état de la technique, à niveau de résistance maximale à la rupture équivalente.
Pour obtenir ces caractéristiques, l'invention a pour objet un io procédé de fabrication d'une bande d'acier à basse teneur en aluminium pour emballage, dans lequel :
- on approvisionne une bande d'acier laminée à chaud comportant en poids entre 0,050 et 0,080 % de carbone, entre 0,25 et 0,40 %
de manganèse, moins de 0,020 % d'aluminium, entre 0,010 et 0,014%
d'azote, le reste étant du fer et des impuretés résiduelles inévitables, - on effectue un premier laminage à froid de la bande, - on soumet la bande laminée à froid à un recuit, - on effectue éventuellement un laminage à froid secondaire, caractérisé en ce que le recuit est un recuit continu dont le cycle comporte :
- une montée en température jusqu'à une température supérieure à la température de début de transformation perlitique Ac,, - un maintien de la bande au dessus de cette température pendant une durée supérieure à 10 secondes, - un refroidissement rapide de la bande jusqu'à une température inférieure à 100 C à une vitesse de refroidissement supérieure à 100 C par seconde, - un traitement thermique à basse température comprise entre 100 C et 300 C pendant une durée supérieure à 10 secondes, - et un refroidissement jusqu'à la température ambiante.
Selon d'autres caractéristiques du procédé selon l'invention :
- après refroidissement rapide de la bande et avant traitement thermique à basse température, on effectue une opération de déformation plastique en allongement de la bande avec un taux d'allongement compris entre 1 et 5% ;
4 - la bande est maintenue au cours du recuit à une température comprise entre Ac, et 800 C, pendant une durée de 10 secondes à 2 minutes ;
- la vitesse de refroidissement rapide est comprise entre 100 C
par seconde et 500 C par seconde ;
- la bande est maintenue au cours du traitement thermique à
basse température comprise entre 100 C et 300 C, pendant une durée comprise entre 10 secondes et 2 minutes ;
- l'opération de déformation plastique en allongement de la io bande est effectuée par planage sous traction ou par laminage.
L'invention concerne également une tôle d'acier à basse teneur en aluminium comprenant en poids entre 0,050 et 0,080 % de carbone, entre 0,25 et 0,40 % de manganèse, moins de 0,020 % d'aluminium, entre 0,010 et 0,014% d'azote, le reste étant du fer et des impuretés résiduelles inévitables, fabriquée selon le procédé ci-dessus, caractérisé en ce qu'elle présente à
l'état vieilli un taux d'allongement A% satisfaisant la relation (750-Rm)/16,5:9 A%9 (850-Rm)/17,5 2o Rm étant la résistance maximale à la rupture de l'acier, exprimée en MPa.
Selon d'autres caractéristiques de la tôle, l'acier comporte des atmosphères de COTTRELL et/ou des carbures epsilon précipités à basse température, et présente un nombre de grains par mm2 supérieur à 30000.
Les caractéristiques et avantages apparaîtront plus clairement dans la description qui suit, donnée uniquement à titre d'exemple, faite en référence aux figures jointes en annexe.
Les figures 1 et 2 sont des diagrammes montrant l'influence de la température de recuit sur la résistance maximale à rupture Rm.
La figure 3 est un diagramme montrant l'influence de la vitesse 3o de refroidissement sur la résistance maximale à rupture Rm.
La figure 4 est un diagramme montrant l'influence de la vitesse de refroidissement sur la résistance maximale à rupture Rm et le taux d'allongement A%.
La figure 5 est un diagramme montrant l'influence de la vitesse de refroidissement sur la dureté HR30T.
La figure 6 est un diagramme montrant l'influence du traitement thermique à basse température sur la résistance maximale à rupture Rm.
La figure 7 est un diagramme montrant l'influence du traitement thermique à basse température sur et le taux d'allongement A%.
- la vitesse de refroidissement rapide est comprise entre 100 C
par seconde et 500 C par seconde ;
- la bande est maintenue au cours du traitement thermique à
basse température comprise entre 100 C et 300 C, pendant une durée comprise entre 10 secondes et 2 minutes ;
- l'opération de déformation plastique en allongement de la io bande est effectuée par planage sous traction ou par laminage.
L'invention concerne également une tôle d'acier à basse teneur en aluminium comprenant en poids entre 0,050 et 0,080 % de carbone, entre 0,25 et 0,40 % de manganèse, moins de 0,020 % d'aluminium, entre 0,010 et 0,014% d'azote, le reste étant du fer et des impuretés résiduelles inévitables, fabriquée selon le procédé ci-dessus, caractérisé en ce qu'elle présente à
l'état vieilli un taux d'allongement A% satisfaisant la relation (750-Rm)/16,5:9 A%9 (850-Rm)/17,5 2o Rm étant la résistance maximale à la rupture de l'acier, exprimée en MPa.
Selon d'autres caractéristiques de la tôle, l'acier comporte des atmosphères de COTTRELL et/ou des carbures epsilon précipités à basse température, et présente un nombre de grains par mm2 supérieur à 30000.
Les caractéristiques et avantages apparaîtront plus clairement dans la description qui suit, donnée uniquement à titre d'exemple, faite en référence aux figures jointes en annexe.
Les figures 1 et 2 sont des diagrammes montrant l'influence de la température de recuit sur la résistance maximale à rupture Rm.
La figure 3 est un diagramme montrant l'influence de la vitesse 3o de refroidissement sur la résistance maximale à rupture Rm.
La figure 4 est un diagramme montrant l'influence de la vitesse de refroidissement sur la résistance maximale à rupture Rm et le taux d'allongement A%.
La figure 5 est un diagramme montrant l'influence de la vitesse de refroidissement sur la dureté HR30T.
La figure 6 est un diagramme montrant l'influence du traitement thermique à basse température sur la résistance maximale à rupture Rm.
La figure 7 est un diagramme montrant l'influence du traitement thermique à basse température sur et le taux d'allongement A%.
5 La figure 8 est un diagramme montrant l'influence de la déformation plastique en allongement sur la résistance maximale à rupture Rm.
Plusieurs essais ont été réalisés, tout d'abord en laboratoire puis en conditions industrielles, pour valider les caractéristiques de l'invention.
Les io résultats complets de deux de ces essais vont maintenant être décrits.
Ces essais concernent deux bobines à froid en acier à basse teneur en aluminium, dont les caractéristiques sont reproduites dans le tableau 1 ci-après.
Teneurs 10-3% Lamina e à chaud Lamina e à froid C Mn AI N TFL Tbob Ep T réd. Ep C C (mm) (%) (mm) A 59 345 15 10,5 842 598 2,06 91,2 0,18 B 66 309 17 12 841 587 2,00 87 0,28 Tableau 1 Dans la première colonne, on a repéré la bobine ; dans les deuxième à cinquième colonnes, on a indiqué en 10-3 /a poids les teneurs des constituants principaux ayant une importance. Les sixième à huitième colonnes concernent les conditions de laminage à chaud : dans la sixième colonne, on a indiqué la température de fin de laminage à chaud ; dans la septième colonne, la température de bobinage ; dans la huitième colonne, l'épaisseur de la bande à chaud. Enfin les colonnes neuf et dix concernent les conditions de laminage à froid : dans la neuvième colonne, on a indiqué le taux de réduction du laminage à froid et dans la dixième colonne, l'épaisseur finale de la bande à froid.
Ces deux bandes standard ont fait l'objet de recuits différenciés suivi de second laminages à froid également différenciés.
Les températures de maintien au recuit ont varié de 650 C à
800 C, les vitesses de refroidissement ont varié de 40 C/s à 400 C/s, les
Plusieurs essais ont été réalisés, tout d'abord en laboratoire puis en conditions industrielles, pour valider les caractéristiques de l'invention.
Les io résultats complets de deux de ces essais vont maintenant être décrits.
Ces essais concernent deux bobines à froid en acier à basse teneur en aluminium, dont les caractéristiques sont reproduites dans le tableau 1 ci-après.
Teneurs 10-3% Lamina e à chaud Lamina e à froid C Mn AI N TFL Tbob Ep T réd. Ep C C (mm) (%) (mm) A 59 345 15 10,5 842 598 2,06 91,2 0,18 B 66 309 17 12 841 587 2,00 87 0,28 Tableau 1 Dans la première colonne, on a repéré la bobine ; dans les deuxième à cinquième colonnes, on a indiqué en 10-3 /a poids les teneurs des constituants principaux ayant une importance. Les sixième à huitième colonnes concernent les conditions de laminage à chaud : dans la sixième colonne, on a indiqué la température de fin de laminage à chaud ; dans la septième colonne, la température de bobinage ; dans la huitième colonne, l'épaisseur de la bande à chaud. Enfin les colonnes neuf et dix concernent les conditions de laminage à froid : dans la neuvième colonne, on a indiqué le taux de réduction du laminage à froid et dans la dixième colonne, l'épaisseur finale de la bande à froid.
Ces deux bandes standard ont fait l'objet de recuits différenciés suivi de second laminages à froid également différenciés.
Les températures de maintien au recuit ont varié de 650 C à
800 C, les vitesses de refroidissement ont varié de 40 C/s à 400 C/s, les
6 températures de recuit à basse température ont varié de 150 à 350 C, et les taux d'allongement au second laminage ont varié de 1% à 42%, avec ou sans déformation plastique en alllongement intermédiaire.
Outre les examens micrographiques, la caractérisation du métal issu de ces différents essais a consisté d'une part à faire des tractions sur des éprouvettes ISO 12,5x50 dans le sens du laminage et en sens travers, à
l'état frais et à l'état vieilli après vieillissement à 200 C pendant 20 minutes, d'autre part de déterminer la dureté HR30T également à l'état frais et à
l'état vieilli.
Ces essais ont permis de démontrer qu'il est possible d'augmenter considérablement la résistance maximale à la rupture Rm pour le même acier à basse teneur en aluminium, à taux d'allongement au second laminage à froid identique, si on pratique entre les deux laminages à froid un recuit continu selon les conditions de l'invention.
Dit autrement, ces essais ont permis de démontrer qu'il est possible d'augmenter considérablement la ductilité A% pour le même acier à
basse teneur en aluminium, à résistance maximale à la rupture Rm identique, si on pratique entre les deux laminages à froid un recuit continu selon les conditions de l'invention, car le même niveau de Rm est atteint avec un taux 2o d'allongement plus faible au cours du second laminage. Ainsi, il devient possible de réaliser des qualités d'acier à basse teneur en aluminium avec un niveau de Rm de l'ordre de 380 MPa sans nécessiter de second laminage après recuit, sauf peut être une opération d'écrouissage léger appelé skin-pass qui permet de supprimer le palier de limite d'élasticité présent sur le métal en sortie du recuit.
Incidence de la composition de l'acier Comme indiqué précédemment, l'invention ne se situe pas dans la composition de l'acier, qui est un acier à basse teneur en aluminium standard.
Comme tous les aciers à basse teneur en aluminium renitrurés, ce sont essentiellement les teneurs en aluminium et en azote qui sont importantes :
- l'aluminium est utilisé pour calmer l'acier. Il est limité à 0,020%
dans le but de conférer à la tôle d'acier une microstructure améliorée, une
Outre les examens micrographiques, la caractérisation du métal issu de ces différents essais a consisté d'une part à faire des tractions sur des éprouvettes ISO 12,5x50 dans le sens du laminage et en sens travers, à
l'état frais et à l'état vieilli après vieillissement à 200 C pendant 20 minutes, d'autre part de déterminer la dureté HR30T également à l'état frais et à
l'état vieilli.
Ces essais ont permis de démontrer qu'il est possible d'augmenter considérablement la résistance maximale à la rupture Rm pour le même acier à basse teneur en aluminium, à taux d'allongement au second laminage à froid identique, si on pratique entre les deux laminages à froid un recuit continu selon les conditions de l'invention.
Dit autrement, ces essais ont permis de démontrer qu'il est possible d'augmenter considérablement la ductilité A% pour le même acier à
basse teneur en aluminium, à résistance maximale à la rupture Rm identique, si on pratique entre les deux laminages à froid un recuit continu selon les conditions de l'invention, car le même niveau de Rm est atteint avec un taux 2o d'allongement plus faible au cours du second laminage. Ainsi, il devient possible de réaliser des qualités d'acier à basse teneur en aluminium avec un niveau de Rm de l'ordre de 380 MPa sans nécessiter de second laminage après recuit, sauf peut être une opération d'écrouissage léger appelé skin-pass qui permet de supprimer le palier de limite d'élasticité présent sur le métal en sortie du recuit.
Incidence de la composition de l'acier Comme indiqué précédemment, l'invention ne se situe pas dans la composition de l'acier, qui est un acier à basse teneur en aluminium standard.
Comme tous les aciers à basse teneur en aluminium renitrurés, ce sont essentiellement les teneurs en aluminium et en azote qui sont importantes :
- l'aluminium est utilisé pour calmer l'acier. Il est limité à 0,020%
dans le but de conférer à la tôle d'acier une microstructure améliorée, une
7 bonne propreté inclusionnaire, et part voie de conséquence des caractéristiques mécaniques élevées ;
- la teneur en azote est également contrôlée et est comprise entre 0,008 et 0,016 %. Cette teneur en azote est assurée par ajout en poche de cyanamide calcique lors de l'élaboration de l'acier, ou par soufflage d'azote gazeux dans le bain d'acier. L'intérêt connu de l'ajout d'azote est de durcir l'acier par effet de solution solide.
Le carbone et le manganèse sont également deux éléments qu'il convient de contrôler.
- la teneur en carbone visée habituellement pour ce type d'acier est comprise entre 0,050% et 0,080% ;
- la teneur en manganèse est comprise entre 0,25 et 0,40%.
Incidence des conditions de dénaturation à chaud Les aciers à basse teneur en aluminium renitrurés recuits en continu sont généralement laminés à une température supérieure à Ar3.
Le paramètre essentiel est la température de bobinage, et on préfère un bobinage froid, entre 500 et 620 C. En effet, le bobinage chaud, à
une température supérieure à 650 C présente deux inconvénients :
- il génère des hétérogénéités de caractéristiques mécaniques en liaison avec les différences de vitesses de refroidissement entre le coeur et les extrémités de la bande ;
- il induit un risque de croissance anormale des grains, laquelle peut se produire pour certains couples (température de fin de laminage, température de bobinage) et peut constituer un défaut rédhibitoire aussi bien en tôle à chaud qu'en tôle à froid.
Néanmoins un bobinage chaud peut être effectué en pratiquant par exemple un bobinage sélectif : la température est plus élevée en extrémités de la bande.
Incidence des conditions de laminage à froid De par les faibles épaisseurs finales à réaliser, le domaine du taux de réduction à froid s'étend de 75% à plus de 90%.
- la teneur en azote est également contrôlée et est comprise entre 0,008 et 0,016 %. Cette teneur en azote est assurée par ajout en poche de cyanamide calcique lors de l'élaboration de l'acier, ou par soufflage d'azote gazeux dans le bain d'acier. L'intérêt connu de l'ajout d'azote est de durcir l'acier par effet de solution solide.
Le carbone et le manganèse sont également deux éléments qu'il convient de contrôler.
- la teneur en carbone visée habituellement pour ce type d'acier est comprise entre 0,050% et 0,080% ;
- la teneur en manganèse est comprise entre 0,25 et 0,40%.
Incidence des conditions de dénaturation à chaud Les aciers à basse teneur en aluminium renitrurés recuits en continu sont généralement laminés à une température supérieure à Ar3.
Le paramètre essentiel est la température de bobinage, et on préfère un bobinage froid, entre 500 et 620 C. En effet, le bobinage chaud, à
une température supérieure à 650 C présente deux inconvénients :
- il génère des hétérogénéités de caractéristiques mécaniques en liaison avec les différences de vitesses de refroidissement entre le coeur et les extrémités de la bande ;
- il induit un risque de croissance anormale des grains, laquelle peut se produire pour certains couples (température de fin de laminage, température de bobinage) et peut constituer un défaut rédhibitoire aussi bien en tôle à chaud qu'en tôle à froid.
Néanmoins un bobinage chaud peut être effectué en pratiquant par exemple un bobinage sélectif : la température est plus élevée en extrémités de la bande.
Incidence des conditions de laminage à froid De par les faibles épaisseurs finales à réaliser, le domaine du taux de réduction à froid s'étend de 75% à plus de 90%.
8 Les facteurs principaux qui interviennent dans la définition du taux de réduction à froid sont bien évidemment l'épaisseur finale du produit, et sur ce point on peut jouer sur l'épaisseur du produit à chaud, ainsi que des considérations métallurgiques.
Les considérations métallurgiques sont basées sur l'incidence du taux de réduction à froid sur l'état microstructural, et par voie de conséquence sur les caractéristiques mécaniques après recristallisation et recuit. Ainsi plus le taux de réduction à froid augmente, plus la température de recristallisation est faible, plus les grains sont faibles et plus Re et Rm sont to élevés. En particulier, le taux de réduction a une incidence très forte sur le coefficient de Lankford.
Dans le cas d'exigences en termes de cornes d'emboutissage, il convient par exemple d'optimiser la nuance d'acier et surtout la teneur en carbone, et le taux de réduction du laminage à froid avec la dureté ou les is caractéristiques mécaniques souhaitées pour obtenir un métal dit métal sans cornes .
Incidence du recuit 20 Une caractéristique importante de l'invention réside dans la température de recuit. Il est important que la température de recuit soit supérieure au point de début de transformation perlitique Ac, (de l'ordre de 720 C pour ce type d'acier).
Une autre caractéristique importante de l'invention réside dans 25 la vitesse de refroidissement qui doit être supérieure à 100 C/s.
Au cours du maintien de la bande à une température supérieure à Ac,, il se forme de l'austénite, riche en carbone. Le refroidissement rapide de cette austénite permet de maintenir une certaine quantité de carbone et d'azote à l'état libre.
30 Il est donc important de réaliser un refroidissement rapide, compris entre 100 et 500 C/s au moins jusqu'à une température inférieure à
100 C. Si le refroidissement rapide "est arrêté avant 100 C, les atomes de carbone et d'azote libres vont pouvoir se combiner et l'effet recherché ne sera pas atteint. Il est bien évident qu'un refroidissement rapide jusqu'à la 35 température ambiante est possible.
Les considérations métallurgiques sont basées sur l'incidence du taux de réduction à froid sur l'état microstructural, et par voie de conséquence sur les caractéristiques mécaniques après recristallisation et recuit. Ainsi plus le taux de réduction à froid augmente, plus la température de recristallisation est faible, plus les grains sont faibles et plus Re et Rm sont to élevés. En particulier, le taux de réduction a une incidence très forte sur le coefficient de Lankford.
Dans le cas d'exigences en termes de cornes d'emboutissage, il convient par exemple d'optimiser la nuance d'acier et surtout la teneur en carbone, et le taux de réduction du laminage à froid avec la dureté ou les is caractéristiques mécaniques souhaitées pour obtenir un métal dit métal sans cornes .
Incidence du recuit 20 Une caractéristique importante de l'invention réside dans la température de recuit. Il est important que la température de recuit soit supérieure au point de début de transformation perlitique Ac, (de l'ordre de 720 C pour ce type d'acier).
Une autre caractéristique importante de l'invention réside dans 25 la vitesse de refroidissement qui doit être supérieure à 100 C/s.
Au cours du maintien de la bande à une température supérieure à Ac,, il se forme de l'austénite, riche en carbone. Le refroidissement rapide de cette austénite permet de maintenir une certaine quantité de carbone et d'azote à l'état libre.
30 Il est donc important de réaliser un refroidissement rapide, compris entre 100 et 500 C/s au moins jusqu'à une température inférieure à
100 C. Si le refroidissement rapide "est arrêté avant 100 C, les atomes de carbone et d'azote libres vont pouvoir se combiner et l'effet recherché ne sera pas atteint. Il est bien évident qu'un refroidissement rapide jusqu'à la 35 température ambiante est possible.
9 II est également possible d'effectuer un refroidissement à une vitesse supérieure à 500 C/s, mais la Demanderesse a constaté que au delà
de 500 C/s, l'influence d'une augmentation de la vitesse de refroidissement n'est plus très significative.
Ce recuit à haute température avec refroidissement rapide est suivi d'une traitement thermique à basse température, que l'on pourrait qualifier de traitement thermique de pseudo-survieillissement.
La caractéristique essentielle de ce traitement thermique à
basse température réside dans la température de maintien de la bande, qui io doit être comprise entre 100 et 350 C. Les vitesses de montée en température et de refroidissement au cours de ce traitement thermique à
basse température ont peu d'importance.
Ce traitement thermique à basse température a pour but de faire précipiter les atomes de carbone libres sous forme de précipités fins et dispersés de carbures basse température et/ou de carbures epsilon. II permet également la ségrégation des atomes de carbone et d'azote libres au niveau des dislocations pour former des atmosphères de COTTRELL.
Les figures 1 et 2 présentent l'influence de la température de recuit à vitesse de refroidissement constante (Visée 100 C/s et réalisée 73 à
102 C/s sur la figure 1; Visée 300 C/s et réalisée 228 à 331 C/s sur la figure 2) sur la résistance maximale à la rupture Rm.
On constate sur ces figures une nette augmentation de Rm à
taux d'allongement du second laminage identique pour les aciers recuits à
750 C et à 800 C par rapport au même acier recuit à 650 C.
Toutefois, cette influence de la température de recuit sur la résistance maximale à la rupture Rm n'est pas très perceptible pour des taux d'allongement au second laminage à froid inférieurs à 3%. Elle ne devient vraiment significative qu'à partir de 5% d'allongement au second laminage à
froid.
Une température trop élevée, supérieure à 800 C, entraîne une précipitation, au moins partielle de l'azote sous la forme de nitrures d'aluminium. Cet azote précipité ne, participe plus au durcissement de l'acier, ce qui a pour effet une baisse de la résistance maximale à la rupture Rm. Ce phénomène est entrevu sur la figure 2 sur laquelle on remarque, pour des taux d'allongement supérieurs à 10 %, une baisse de l'augmentation de la résistance maximale à la rupture Rm entre l'échantillon recuit à 750 C et l'échantillon recuit à 800 C.
Le temps de maintien de la bande entre Ac, et 800 C doit être suffisant pour remettre tout le carbone correspondant à l'équilibre en solution.
5 Un maintien pendant 10 secondes est suffisant pour s'assurer cette remise en solution de la quantité de carbone correspondant à l'équilibre pour les aciers dont la teneur en carbone est comprise entre 0,020 et 0,035%, et un maintien au delà de 2 minutes, bien que possible, est inutile et coûteux.
Les figures 3 et 4 présentent l'influence de la vitesse de io refroidissement à température de recuit constante (750 C) maintenue pendant 20 secondes.
Comme on peut le voir sur la figure 3, à 10% d'allongement au second laminage à froid, la résistance maximale à la rupture Rm de l'acier est égale à environ 560 MPa si la vitesse de refroidissement est égale à 100 C/s, alors qu'elle n'atteint que 505 MPa si la vitesse de refroidissement est égale à
50 C/s.
On peut donc réaliser un acier à basse teneur en aluminium dont la valeur de Rm est égale à 560 MPa avec seulement 10%
d'allongement au second laminage à froid si la vitesse de refroidissement est égale à 100 C/s, alors qu'il faut effectuer un second laminage à froid avec un taux d'allongement de 17 % si la vitesse de refroidissement n'est que de 50 C/s.
Ce plus faible taux d'allongement au second laminage à froid permet de moins dégrader la ductilité de l'acier. On voit ainsi sur la figure que l'acier dont Rm est égal à 560 MPa présente une ductilité A% égale à
12,5 lorsque la vitesse de refroidissement est égale à 100 C/s, alors qu'elle est égale à 5,5 lorsque la vitesse de refroidissement est égal à 50 C/s.
Cette constatation est également valable sur la dureté de l'acier.
Comme on le voit sur la figure 5, pour un même taux d'allongement au second laminage à froid, la dureté de l'acier augmente si la vitesse de refroidissement est égale à 100 C/s. Cette augmentation de la dureté est due à une teneur en carbone libre plus élevée et/ou à la présence des précipités fins et dispersés.
Comme on peut le voir sur la figure 6, pour un acier recuit pendant 20 secondes à 750 C et refroidi avec une vitesse de refroidissement égale à 100 C/s puis laminé à froid avec un taux d'allongement égal à 10%, la -résistance maximale à la rupture Rm augmente si on effectue un traitement thermique à basse température après le recuit à haute température. Ainsi, par exemple, pour l'acier A, le traitement thermique à 150 C permet d'augmenter la valeur de Rm d'environ 50 MPa avec un taux de laminage à froid secondaire égale à 10% par rapport au même acier n'ayant pas subi de traitement thermique à basse température et ayant subi un laminage à froid secondaire avec un taux d'allongement égal à 18% (Rm = 560 MPa sans traitement thermique à basse température après recuit à haute température, et Rm = 590 MPa après traitement thermique à 150 C).
On constate sur cette figure que la résistance maximale à la rupture Rm diminue quand la température du traitement thermique dépasse 300 C. Par exemple, après traitement thermique à 350 C, la valeur de Rm est seulement égale en moyenne à 540 MPa, ce qui représente une baisse de 20 MPa par rapport au même acier obtenu sans traitement thermique à basse température, à la différence de taux d'allongement au cours du laminage à
froid secondaire près. Cette diminution de Rm avec la température du traitement thermique est due à une précipitation du carbone sous la forme de cémentite.
Comme on le voit sur la figure 7, le traitement thermique à basse température permet également d'augmenter le taux d'allongement A%, qui passe ainsi de 4,8% à une moyenne de 9%, toutes conditions égales par ailleurs.
Incidence de la déformation plastique en allongement Il est possible d'accroitre encore le phénomène de durcissement de l'acier en effectuant, après refroidissement rapide de la bande et avant traitement thermique à basse température, une opération de déformation plastique en allongement de la bande avec un taux d'allongement compris entre 1 et 5%.
Cette déformation plastique crée des dislocations sur lesquelles vont se former, au cours du traitement thermique à basse température, des atmosphères de COTTRELL, c'est à dire des accumulations d'atomes de carbone et d'azote libres autour des dislocations engendrées par la déformation plastique, et/ou des carbures epsilon. Ainsi, à la suite du traitement thermique à basse température, les dislocations engendrées par la déformation du matériau seront immobilisées ou ancrées par ces atmosphères de COTTRELL ce qui a pour effet un durcissement de l'acier.
Comme on le voit sur la figure 8, à taux d'allongement total identique, la résistance à la rupture Rm de l'acier A augmente significativement si on effectue une petite déformation plastique en allongement, entre le recuit à haute température et le traitement thermique à
basse température. Par exemple, on voit que pour un taux d'allongement total égal à 15% réalisé en une seule fois après traitement thermique à basse température, la valeur de Rm est égale â 660 MPa. En revanche, si on io effectue une déformation plastique intermédiare avec un taux d'allongement égal à 1%, le taux d'allongement total restant égal à 15% (ce qui signifie que l'on diminue le taux d'allongement au cours du laminage à froid secondaire), la valeur de Rm est égale à 672 MPa. Elle atteint 700 MPa avec un taux de déformation plastique intérmédiaire égal à 3%.
Cette déformation plastique intermédiaire en allongement peut être effectuée par planage sous traction ou par laminage.
Les analyses micrographiques des échantillons ont permis de constater que le nombre de grains par mm2 est plus important (supérieur à
2o 30000).
Ainsi ce procédé de fabrication permet de réaliser un acier à
basse teneur en aluminium pour emballage, comportant en poids entre 0,050 et 0,080 % de carbone, entre 0,25 et 0,40 % de manganèse, moins de 0,020 % d'aluminium, entre 0,010 et 0,014 % d'azote, le reste étant du fer et des impuretés résiduelles inévitables, qui présente à l'état vieilli un taux d'allongement A% satisfaisant la relation :
(750-Rm)/16,5<_A%<_850-Rm)/17,5 3o Rm étant la résistance maximale à la rupture de l'acier, exprimée en MPa.
de 500 C/s, l'influence d'une augmentation de la vitesse de refroidissement n'est plus très significative.
Ce recuit à haute température avec refroidissement rapide est suivi d'une traitement thermique à basse température, que l'on pourrait qualifier de traitement thermique de pseudo-survieillissement.
La caractéristique essentielle de ce traitement thermique à
basse température réside dans la température de maintien de la bande, qui io doit être comprise entre 100 et 350 C. Les vitesses de montée en température et de refroidissement au cours de ce traitement thermique à
basse température ont peu d'importance.
Ce traitement thermique à basse température a pour but de faire précipiter les atomes de carbone libres sous forme de précipités fins et dispersés de carbures basse température et/ou de carbures epsilon. II permet également la ségrégation des atomes de carbone et d'azote libres au niveau des dislocations pour former des atmosphères de COTTRELL.
Les figures 1 et 2 présentent l'influence de la température de recuit à vitesse de refroidissement constante (Visée 100 C/s et réalisée 73 à
102 C/s sur la figure 1; Visée 300 C/s et réalisée 228 à 331 C/s sur la figure 2) sur la résistance maximale à la rupture Rm.
On constate sur ces figures une nette augmentation de Rm à
taux d'allongement du second laminage identique pour les aciers recuits à
750 C et à 800 C par rapport au même acier recuit à 650 C.
Toutefois, cette influence de la température de recuit sur la résistance maximale à la rupture Rm n'est pas très perceptible pour des taux d'allongement au second laminage à froid inférieurs à 3%. Elle ne devient vraiment significative qu'à partir de 5% d'allongement au second laminage à
froid.
Une température trop élevée, supérieure à 800 C, entraîne une précipitation, au moins partielle de l'azote sous la forme de nitrures d'aluminium. Cet azote précipité ne, participe plus au durcissement de l'acier, ce qui a pour effet une baisse de la résistance maximale à la rupture Rm. Ce phénomène est entrevu sur la figure 2 sur laquelle on remarque, pour des taux d'allongement supérieurs à 10 %, une baisse de l'augmentation de la résistance maximale à la rupture Rm entre l'échantillon recuit à 750 C et l'échantillon recuit à 800 C.
Le temps de maintien de la bande entre Ac, et 800 C doit être suffisant pour remettre tout le carbone correspondant à l'équilibre en solution.
5 Un maintien pendant 10 secondes est suffisant pour s'assurer cette remise en solution de la quantité de carbone correspondant à l'équilibre pour les aciers dont la teneur en carbone est comprise entre 0,020 et 0,035%, et un maintien au delà de 2 minutes, bien que possible, est inutile et coûteux.
Les figures 3 et 4 présentent l'influence de la vitesse de io refroidissement à température de recuit constante (750 C) maintenue pendant 20 secondes.
Comme on peut le voir sur la figure 3, à 10% d'allongement au second laminage à froid, la résistance maximale à la rupture Rm de l'acier est égale à environ 560 MPa si la vitesse de refroidissement est égale à 100 C/s, alors qu'elle n'atteint que 505 MPa si la vitesse de refroidissement est égale à
50 C/s.
On peut donc réaliser un acier à basse teneur en aluminium dont la valeur de Rm est égale à 560 MPa avec seulement 10%
d'allongement au second laminage à froid si la vitesse de refroidissement est égale à 100 C/s, alors qu'il faut effectuer un second laminage à froid avec un taux d'allongement de 17 % si la vitesse de refroidissement n'est que de 50 C/s.
Ce plus faible taux d'allongement au second laminage à froid permet de moins dégrader la ductilité de l'acier. On voit ainsi sur la figure que l'acier dont Rm est égal à 560 MPa présente une ductilité A% égale à
12,5 lorsque la vitesse de refroidissement est égale à 100 C/s, alors qu'elle est égale à 5,5 lorsque la vitesse de refroidissement est égal à 50 C/s.
Cette constatation est également valable sur la dureté de l'acier.
Comme on le voit sur la figure 5, pour un même taux d'allongement au second laminage à froid, la dureté de l'acier augmente si la vitesse de refroidissement est égale à 100 C/s. Cette augmentation de la dureté est due à une teneur en carbone libre plus élevée et/ou à la présence des précipités fins et dispersés.
Comme on peut le voir sur la figure 6, pour un acier recuit pendant 20 secondes à 750 C et refroidi avec une vitesse de refroidissement égale à 100 C/s puis laminé à froid avec un taux d'allongement égal à 10%, la -résistance maximale à la rupture Rm augmente si on effectue un traitement thermique à basse température après le recuit à haute température. Ainsi, par exemple, pour l'acier A, le traitement thermique à 150 C permet d'augmenter la valeur de Rm d'environ 50 MPa avec un taux de laminage à froid secondaire égale à 10% par rapport au même acier n'ayant pas subi de traitement thermique à basse température et ayant subi un laminage à froid secondaire avec un taux d'allongement égal à 18% (Rm = 560 MPa sans traitement thermique à basse température après recuit à haute température, et Rm = 590 MPa après traitement thermique à 150 C).
On constate sur cette figure que la résistance maximale à la rupture Rm diminue quand la température du traitement thermique dépasse 300 C. Par exemple, après traitement thermique à 350 C, la valeur de Rm est seulement égale en moyenne à 540 MPa, ce qui représente une baisse de 20 MPa par rapport au même acier obtenu sans traitement thermique à basse température, à la différence de taux d'allongement au cours du laminage à
froid secondaire près. Cette diminution de Rm avec la température du traitement thermique est due à une précipitation du carbone sous la forme de cémentite.
Comme on le voit sur la figure 7, le traitement thermique à basse température permet également d'augmenter le taux d'allongement A%, qui passe ainsi de 4,8% à une moyenne de 9%, toutes conditions égales par ailleurs.
Incidence de la déformation plastique en allongement Il est possible d'accroitre encore le phénomène de durcissement de l'acier en effectuant, après refroidissement rapide de la bande et avant traitement thermique à basse température, une opération de déformation plastique en allongement de la bande avec un taux d'allongement compris entre 1 et 5%.
Cette déformation plastique crée des dislocations sur lesquelles vont se former, au cours du traitement thermique à basse température, des atmosphères de COTTRELL, c'est à dire des accumulations d'atomes de carbone et d'azote libres autour des dislocations engendrées par la déformation plastique, et/ou des carbures epsilon. Ainsi, à la suite du traitement thermique à basse température, les dislocations engendrées par la déformation du matériau seront immobilisées ou ancrées par ces atmosphères de COTTRELL ce qui a pour effet un durcissement de l'acier.
Comme on le voit sur la figure 8, à taux d'allongement total identique, la résistance à la rupture Rm de l'acier A augmente significativement si on effectue une petite déformation plastique en allongement, entre le recuit à haute température et le traitement thermique à
basse température. Par exemple, on voit que pour un taux d'allongement total égal à 15% réalisé en une seule fois après traitement thermique à basse température, la valeur de Rm est égale â 660 MPa. En revanche, si on io effectue une déformation plastique intermédiare avec un taux d'allongement égal à 1%, le taux d'allongement total restant égal à 15% (ce qui signifie que l'on diminue le taux d'allongement au cours du laminage à froid secondaire), la valeur de Rm est égale à 672 MPa. Elle atteint 700 MPa avec un taux de déformation plastique intérmédiaire égal à 3%.
Cette déformation plastique intermédiaire en allongement peut être effectuée par planage sous traction ou par laminage.
Les analyses micrographiques des échantillons ont permis de constater que le nombre de grains par mm2 est plus important (supérieur à
2o 30000).
Ainsi ce procédé de fabrication permet de réaliser un acier à
basse teneur en aluminium pour emballage, comportant en poids entre 0,050 et 0,080 % de carbone, entre 0,25 et 0,40 % de manganèse, moins de 0,020 % d'aluminium, entre 0,010 et 0,014 % d'azote, le reste étant du fer et des impuretés résiduelles inévitables, qui présente à l'état vieilli un taux d'allongement A% satisfaisant la relation :
(750-Rm)/16,5<_A%<_850-Rm)/17,5 3o Rm étant la résistance maximale à la rupture de l'acier, exprimée en MPa.
Claims (7)
1. Procédé de fabrication d'une bande d'acier à basse teneur en aluminium pour emballage, dans lequel:
- on approvisionne une bande d'acier laminée à chaud comportant en poids entre 0,050 et 0,080 % de carbone, entre 0,25 et 0,40% de manganèse, moins de 0,020 % d'aluminium, entre 0,010 et 0,014%
d'azote, le reste étant du fer et des impuretés résiduelles inévitables, - on effectue un premier laminage à froid de la bande, - on soumet la bande laminée à froid à un recuit, - on effectue éventuellement un laminage à froid secondaire, caractérisé en ce que le recuit est un recuit, continu dont le cycle comporte :
- une montée en température jusqu'à une température supérieure à
la température de début de transformation perlitique Ac1, - un maintien de la bande au dessus de cette température pendant une durée supérieure à 10 secondes, - un refroidissement rapide de la bande jusqu'à une température inférieure à 100°C à une vitesse de refroidissement comprise entre 100°C
par seconde et 500°C par seconde, - un traitement thermique à basse température comprise entre 100°C et 300°C pendant une durée supérieure à 10 secondes, - et un refroidissement jusqu'à la température ambiante, - caractérisé en ce que, après le refroidissement rapide de la bande et avant traitement thermique à basse température, on effectue une opération de déformation plastique en allongement de la bande avec un taux d'allongement compris entre 1 et 5%.
- on approvisionne une bande d'acier laminée à chaud comportant en poids entre 0,050 et 0,080 % de carbone, entre 0,25 et 0,40% de manganèse, moins de 0,020 % d'aluminium, entre 0,010 et 0,014%
d'azote, le reste étant du fer et des impuretés résiduelles inévitables, - on effectue un premier laminage à froid de la bande, - on soumet la bande laminée à froid à un recuit, - on effectue éventuellement un laminage à froid secondaire, caractérisé en ce que le recuit est un recuit, continu dont le cycle comporte :
- une montée en température jusqu'à une température supérieure à
la température de début de transformation perlitique Ac1, - un maintien de la bande au dessus de cette température pendant une durée supérieure à 10 secondes, - un refroidissement rapide de la bande jusqu'à une température inférieure à 100°C à une vitesse de refroidissement comprise entre 100°C
par seconde et 500°C par seconde, - un traitement thermique à basse température comprise entre 100°C et 300°C pendant une durée supérieure à 10 secondes, - et un refroidissement jusqu'à la température ambiante, - caractérisé en ce que, après le refroidissement rapide de la bande et avant traitement thermique à basse température, on effectue une opération de déformation plastique en allongement de la bande avec un taux d'allongement compris entre 1 et 5%.
2. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que la bande est maintenue au cours du recuit à une température comprise entre Ac1 et 800°C, pendant une durée de 10 secondes à 2 minutes.
3. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que la bande est maintenue au cours du traitement thermique à basse température comprise entre 100°C et 300°C, pendant une durée comprise entre 10 secondes et 2 minutes.
4. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que l'opération de déformation plastique en allongement de la bande est effectuée par planage sous traction.
5. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce que l'opération de déformation plastique en allongement de la bande est effectuée par laminage.
6. Tôle d'acier à basse teneur en aluminium pour emballage, comportant en poids entre 0,050 et 0,080 % de carbone, entre 0,25 et 0,40 % de manganèse, moins de 0,020 % d'aluminium, entre 0,010 et 0,014 % d'azote, le reste étant du fer et des impuretés résiduelles inévitables, fabriquée selon le procédé tel que défini dans l'une quelconque des revendications 1 à 7 caractérisé en ce qu'elle présente à l'état vieilli un taux d'allongement A%
satisfaisant la relation:
(750-Rm)/16,5:5 A% <= 850-Rm)/17,5 Rm étant la résistance maximale à la rupture de l'acier, exprimée en MPa.
satisfaisant la relation:
(750-Rm)/16,5:5 A% <= 850-Rm)/17,5 Rm étant la résistance maximale à la rupture de l'acier, exprimée en MPa.
7. Tôle d'acier selon la revendication 6, caractérisée en ce que l'acier comporte des atmosphères de COTTRELL et/ou des carbures epsilon précipités à basse température et présente un nombre de grains par mm2 supérieur à
30000.
30000.
Applications Claiming Priority (2)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| FR9908419A FR2795744B1 (fr) | 1999-07-01 | 1999-07-01 | Tole d'acier a basse teneur en aluminium pour emballage |
| FR9908419 | 1999-07-01 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| CA2314177A1 CA2314177A1 (fr) | 2001-01-01 |
| CA2314177C true CA2314177C (fr) | 2010-04-20 |
Family
ID=9547533
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| CA2314177A Expired - Lifetime CA2314177C (fr) | 1999-07-01 | 2000-06-30 | Tole d'acier a basse teneur en aluminium pour emballage |
Country Status (10)
| Country | Link |
|---|---|
| US (1) | US6974511B1 (fr) |
| EP (1) | EP1065286B1 (fr) |
| AT (1) | ATE222607T1 (fr) |
| BR (1) | BR0002268A (fr) |
| CA (1) | CA2314177C (fr) |
| DE (1) | DE60000342T2 (fr) |
| DK (1) | DK1065286T3 (fr) |
| ES (1) | ES2180499T3 (fr) |
| FR (1) | FR2795744B1 (fr) |
| PT (1) | PT1065286E (fr) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN104988292A (zh) * | 2015-07-08 | 2015-10-21 | 河北钢铁集团衡水板业有限公司 | 一种深冲用dr材基板的生产方法 |
Families Citing this family (7)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| FR2795743B1 (fr) * | 1999-07-01 | 2001-08-03 | Lorraine Laminage | Tole d'acier a basse teneur en aluminium pour emballage |
| FR2857980B1 (fr) * | 2003-07-22 | 2006-01-13 | Usinor | Procede de fabrication de toles d'acier austenitique fer-carbone-manganese, a haute resistance, excellente tenacite et aptitude a la mise en forme a froid, et toles ainsi produites |
| CN102766800A (zh) * | 2011-05-05 | 2012-11-07 | 上海梅山钢铁股份有限公司 | 一种硬质镀锡基板瓶盖用钢及其生产方法 |
| US9669961B2 (en) † | 2012-06-06 | 2017-06-06 | Jfe Steel Corporation | Three-piece can and method of manufacturing the same |
| CN102794301B (zh) * | 2012-08-03 | 2014-07-09 | 莱芜市泰山冷轧板有限公司 | 一种冷轧电镀锡基板生产方法 |
| DE102014112286A1 (de) | 2014-08-27 | 2016-03-03 | Thyssenkrupp Ag | Verfahren zur Herstellung eines aufgestickten Verpackungsstahls |
| DE102014116929B3 (de) | 2014-11-19 | 2015-11-05 | Thyssenkrupp Ag | Verfahren zur Herstellung eines aufgestickten Verpackungsstahls, kaltgewalztes Stahlflachprodukt und Vorrichtung zum rekristallisierenden Glühen und Aufsticken eines Stahlflachprodukts |
Family Cites Families (11)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| GB1013257A (en) * | 1963-05-01 | 1965-12-15 | British Iron Steel Research | Improvements in or relating to annealing |
| JPS5157623A (en) * | 1974-11-18 | 1976-05-20 | Nippon Kokan Kk | Takaitosoyakitsukekokaseitosugureta hijikoseiomotsukochoryokureienkohanno seizohoho |
| JPS5827933A (ja) * | 1981-08-13 | 1983-02-18 | Kawasaki Steel Corp | 連続焼鈍による耐食性に優れるｔ−３軟質ぶりき原板の製造方法 |
| US4698102A (en) * | 1984-07-09 | 1987-10-06 | Nippon Steel Corporation | Process for producing, by continuous annealing, soft blackplate for surface treatment |
| JP3303938B2 (ja) * | 1993-04-26 | 2002-07-22 | 新日本製鐵株式会社 | 耐圧強度とネックドイン性に優れたｄｉ缶用表面処理原板 |
| JP2676581B2 (ja) * | 1993-07-14 | 1997-11-17 | 東洋鋼鈑株式会社 | 薄肉化深絞り缶用途に適した鋼板およびその製造法 |
| JP2668503B2 (ja) * | 1993-07-14 | 1997-10-27 | 東洋鋼鈑株式会社 | 薄肉化深絞り缶用途に適した鋼板およびその製造法 |
| JP2623432B2 (ja) * | 1993-07-14 | 1997-06-25 | 東洋鋼鈑株式会社 | 薄肉化深絞り缶用途に適した鋼板およびその製造法 |
| FR2739105B1 (fr) * | 1995-09-21 | 1998-04-30 | Lorraine Laminage | Procede de fabrication d'une bande metallique pour emballages et emballages metalliques obtenus par ce procede |
| JPH1030152A (ja) * | 1997-04-04 | 1998-02-03 | Toyo Kohan Co Ltd | 薄肉化深絞り缶用途に適した鋼板およびその製造法 |
| FR2769251B1 (fr) * | 1997-10-03 | 1999-12-24 | Lorraine Laminage | Procede de fabrication d'une bande de tole d'acier pour la realisation d'emballages metalliques par emboutissage et tole d'acier obtenue |
-
1999
- 1999-07-01 FR FR9908419A patent/FR2795744B1/fr not_active Expired - Fee Related
-
2000
- 2000-06-30 DK DK00401869T patent/DK1065286T3/da active
- 2000-06-30 DE DE60000342T patent/DE60000342T2/de not_active Revoked
- 2000-06-30 EP EP00401869A patent/EP1065286B1/fr not_active Revoked
- 2000-06-30 CA CA2314177A patent/CA2314177C/fr not_active Expired - Lifetime
- 2000-06-30 PT PT00401869T patent/PT1065286E/pt unknown
- 2000-06-30 ES ES00401869T patent/ES2180499T3/es not_active Expired - Lifetime
- 2000-06-30 AT AT00401869T patent/ATE222607T1/de not_active IP Right Cessation
- 2000-07-03 BR BR0002268-3A patent/BR0002268A/pt not_active IP Right Cessation
- 2000-07-03 US US09/610,343 patent/US6974511B1/en not_active Expired - Lifetime
Cited By (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN104988292A (zh) * | 2015-07-08 | 2015-10-21 | 河北钢铁集团衡水板业有限公司 | 一种深冲用dr材基板的生产方法 |
| CN104988292B (zh) * | 2015-07-08 | 2017-05-31 | 河钢集团衡水板业有限公司 | 一种深冲用dr材基板的生产方法 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| ES2180499T3 (es) | 2003-02-16 |
| DE60000342T2 (de) | 2004-05-13 |
| FR2795744A1 (fr) | 2001-01-05 |
| FR2795744B1 (fr) | 2001-08-03 |
| BR0002268A (pt) | 2001-03-13 |
| US6974511B1 (en) | 2005-12-13 |
| DE60000342D1 (de) | 2002-09-26 |
| PT1065286E (pt) | 2002-12-31 |
| CA2314177A1 (fr) | 2001-01-01 |
| EP1065286B1 (fr) | 2002-08-21 |
| DK1065286T3 (da) | 2002-12-23 |
| EP1065286A1 (fr) | 2001-01-03 |
| ATE222607T1 (de) | 2002-09-15 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| EP1749895A1 (fr) | Procédé de fabrication de tôles d'acier présentant une haute résistance et une excellente ductilité, et tôles ainsi produites | |
| CA2238803C (fr) | Procede de fabrication de bandes minces d'acier inoxydable ferritique, et bandes minces ainsi obtenues | |
| CA2314177C (fr) | Tole d'acier a basse teneur en aluminium pour emballage | |
| FR2486101A1 (fr) | Tole d'acier laminee a froid, de solidite elevee, formable par pressage de structure a deux phases et procede pour la production de cette tole | |
| FR2490682A1 (fr) | Procede de production d'une bande d'acier laminee a froid ayant une excellente resistance mecanique et adaptee aux vehicules a moteur | |
| CA2312672C (fr) | Tole d'acier a moyen carbone calme a l'aluminium pour emballage | |
| CA2314533C (fr) | Tole d'acier a basse teneur en aluminium pour emballage | |
| EP0896069B1 (fr) | Procédé d'élaboration d'une tôle mince en acier à ultra bas carbone pour la réalisation de produits emboutis pour emballage et tôle mince obtenue | |
| CA2312673C (fr) | Tole d'acier a bas carbone calme a l'aluminium pour emballage | |
| CA2312674C (fr) | Tole d'acier a bas carbone calme a l'aluminium pour emballage | |
| EP1099769B1 (fr) | Procédé de réalisation d'une bande de tôle laminée à chaud à très haute résistance, utilisable pour la mise en forme et notamment pour l'emboutissage | |
| EP0521808B1 (fr) | Procédé de fabrication de tôles minces destinées à l'emboutissage | |
| EP1354070B1 (fr) | Acier isotrope a haute resistance, procede de fabrication de toles et toles obtenues | |
| EP0718411B1 (fr) | Procédé de fabrication d'une bande d'acier destinée à la fabrication par emboutissage et ré-emboutissage de récipients en acier | |
| BE1015018A3 (fr) | Procede pour le traitement thermique d'une bande d'acier laminee a froid, procede de fabrication d'une bande d'acier adaptee au fromage et bande d'acier ainsi obtenue. | |
| FR2502179A1 (fr) | Procede pour produire de l'acier au silicium a grain oriente | |
| WO2001027340A1 (fr) | Procede de fabrication d'une bande d'acier laminee a froid pour emboutissage profond | |
| FR2473554A1 (fr) | Procede de traitement thermo-mecanique de toles ou de feuillards d'acier inoxydable ferritique et produits obtenus | |
| KR100240994B1 (ko) | 내스트레쳐 스트레인성이 우수한 가공용 석도원판의 제조방법 | |
| EP0754770B1 (fr) | Procédé de fabrication d'une bande de tôle mince à emboutissabilité améliorée | |
| BE1002517A6 (fr) | Procede de fabrication d'un acier pour emboutissage. | |
| EP1347071A1 (fr) | Tôle écrouie en acier calmé à l'aluminium et procédé de fabrication d'un emballage à partir de cette tôle | |
| BE420068A (fr) |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| EEER | Examination request | ||
| MKEX | Expiry |
Effective date: 20200630 |