CA2954830A1 - Tole d'acier laminee a chaud et procede de fabrication associe - Google Patents
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Abstract
L'invention porte principalement sur une tôle d'acier laminée à chaud de limite d'élasticité supérieure à 680 MPa au moins en sens travers de la direction de laminage, et inférieure ou égale à 840 MPa, de résistance comprise entre 780 MPa et 950 MPa, d'allongement à rupture supérieur à 10% et de rapport d'expansion de trou (Ac) supérieur ou égal à 45%, dont la composition chimique consiste, les teneurs étant exprimées en poids : 0,04% = C = 0,08% 1,2% = Mn = 1,9% 0,1 % = Si = 0,3% 0,07% = Ti = 0,125% 0,05% = Mo= 0,35% 0,15% = Cr= 0,6% lorsque 0,05% = Mo= 0,11%, ou 0,10% = Cr= 0,6% lorsque 0,11 % = Mo= 0,35% Nb = 0,045% 0,005% = Al = 0,1 % 0,002% = N = 0,01% S = 0,004% P=0,020% et optionnellement 0,001 % = V = 0,2% le reste étant constitué de fer et d'impuretés inévitables provenant de l'élaboration, dont la microstructure est constituée de bainite granulaire dont le pourcentage surfacique est supérieur à 70%, et de ferrite dont le pourcentage surfacique est inférieur à 20%, le complément éventuel étant constitué de bainite inférieure, de martensite et d'austénite résiduelle, la somme des teneurs en martensite et en austénite résiduelle étant inférieure à 5%. L'invention porte également sur le procédé de fabrication d'une telle tôle.
Description
Tôle d'acier laminée à chaud et procédé de fabrication associé.
L'invention concerne principalement une tôle d'acier laminée à chaud.
L'invention concerne en outre un procédé permettant de fabriquer une telle tôle d'acier.
Le besoin d'allègement des véhicules automobiles et d'accroissement de la sécurité ont conduit à l'élaboration d'aciers à haute résistance.
On a historiquement commencé par développer des aciers comprenant des Io éléments d'addition de façon à obtenir principalement un durcissement par précipitation.
Puis, on a proposé des aciers Dual Phase qui comportent de la martensite au sein d'une matrice ferritique de façon à obtenir un durcissement structural.
Afin d'obtenir des niveaux de résistance supérieure combinés à une aptitude à la déformation, on a développé des aciers TRIP (Transformation Induced Plasticity) dont la microstructure est constituée d'une matrice ferritique comportant de la bainite et de l'austénite résiduelle qui, sous l'effet d'une déformation, par exemple lors d'une opération d'emboutissage, se transforme en martensite.
Pour atteindre une résistance mécanique supérieure à 800 MPa, des aciers multiphasés à structure majoritairement bainitique ont été proposés. Ces aciers sont utilisés dans l'industrie, et particulièrement dans l'industrie automobile, pour réaliser des pièces structurales.
Ce type d'acier est décrit dans la publication EP 2 020 451. Afin d'obtenir un allongement à rupture supérieur à 10% ainsi qu'une résistance mécanique supérieure à 800 MPa, les aciers décrits dans cette publication comportent, outre la présence connue de carbone, de manganèse et de silicium, du molybdène et du vanadium. La microstructure de ces aciers comprend essentiellement de la bainite supérieure (au moins 80%) ainsi que de la bainite inférieure, de la martensite et de l'austénite résiduelle.
Cependant, la fabrication de ces aciers est coûteuse du fait de la présence de molybdène et de vanadium.
CONFIRMATION COPY
L'invention concerne principalement une tôle d'acier laminée à chaud.
L'invention concerne en outre un procédé permettant de fabriquer une telle tôle d'acier.
Le besoin d'allègement des véhicules automobiles et d'accroissement de la sécurité ont conduit à l'élaboration d'aciers à haute résistance.
On a historiquement commencé par développer des aciers comprenant des Io éléments d'addition de façon à obtenir principalement un durcissement par précipitation.
Puis, on a proposé des aciers Dual Phase qui comportent de la martensite au sein d'une matrice ferritique de façon à obtenir un durcissement structural.
Afin d'obtenir des niveaux de résistance supérieure combinés à une aptitude à la déformation, on a développé des aciers TRIP (Transformation Induced Plasticity) dont la microstructure est constituée d'une matrice ferritique comportant de la bainite et de l'austénite résiduelle qui, sous l'effet d'une déformation, par exemple lors d'une opération d'emboutissage, se transforme en martensite.
Pour atteindre une résistance mécanique supérieure à 800 MPa, des aciers multiphasés à structure majoritairement bainitique ont été proposés. Ces aciers sont utilisés dans l'industrie, et particulièrement dans l'industrie automobile, pour réaliser des pièces structurales.
Ce type d'acier est décrit dans la publication EP 2 020 451. Afin d'obtenir un allongement à rupture supérieur à 10% ainsi qu'une résistance mécanique supérieure à 800 MPa, les aciers décrits dans cette publication comportent, outre la présence connue de carbone, de manganèse et de silicium, du molybdène et du vanadium. La microstructure de ces aciers comprend essentiellement de la bainite supérieure (au moins 80%) ainsi que de la bainite inférieure, de la martensite et de l'austénite résiduelle.
Cependant, la fabrication de ces aciers est coûteuse du fait de la présence de molybdène et de vanadium.
CONFIRMATION COPY
2 De plus, certaines pièces automobiles telles que les poutres de pare-choc et les bras de suspension, sont fabriquées par des opérations de mise en forme combinant différents modes de déformation. Certaines caractéristiques -- microstructurales de l'acier peuvent se révéler bien adaptées à un mode de déformation, mais peu favorables vis-à-vis d'un autre mode. Certaines parties des pièces doivent présenter une haute résistance à l'allongement, d'autres doivent présenter une bonne aptitude à la mise en forme d'un bord découpé. Cette dernière propriété est évaluée par la méthode d'expansion de trou décrite dans la io -- norme ISO 16630 :2009.
Un type d'acier palliant ces inconvénients est exempt de molybdène et de vanadium, et comprend du titane et du niobium dans des teneurs spécifiques, ces deux éléments conférant notamment à la tôle la résistance visée, le durcissement nécessaire et le rapport d'expansion de trou visé.
Les tôles d'acier faisant l'objet de la présente invention sont soumises à un bobinage à chaud, cette opération permettant notamment de faire précipiter les carbures de titane et de conférer à la tôle un maximum de durcissement.
Or il a été constaté que pour certains aciers comprenant des éléments plus oxydables que le fer tels que du silicium, du manganèse, du chrome et de -- l'aluminium, certaines tôles résultantes bobinées à haute température présentent des défauts de surface. Ces défauts peuvent être amplifiés par une déformation ultérieure réalisée sur ces tôles. Pour éviter ces défauts, il est ainsi nécessaire, soit d'effectuer un refroidissement rapide des bobines d' l'aide d'un procédé
supplémentaire conduisant à un coût plus élevé, soit d'effectuer l'opération de -- bobinage à plus basse température, ce qui provoque une diminution de la précipitation du titane.
L'invention vise donc à mettre à disposition une tôle pour laquelle l'opération de bobinage à haute température n'engendre pas la formation des défauts de surface précités.
Par ailleurs, l'invention vise une tôle d'acier à l'état non revêtu ou galvanisé.
La composition et les caractéristiques mécaniques de l'acier doivent être compatibles avec les contraintes et les cycles thermiques des procédés de revêtement de zinc au trempé en continu.
Un type d'acier palliant ces inconvénients est exempt de molybdène et de vanadium, et comprend du titane et du niobium dans des teneurs spécifiques, ces deux éléments conférant notamment à la tôle la résistance visée, le durcissement nécessaire et le rapport d'expansion de trou visé.
Les tôles d'acier faisant l'objet de la présente invention sont soumises à un bobinage à chaud, cette opération permettant notamment de faire précipiter les carbures de titane et de conférer à la tôle un maximum de durcissement.
Or il a été constaté que pour certains aciers comprenant des éléments plus oxydables que le fer tels que du silicium, du manganèse, du chrome et de -- l'aluminium, certaines tôles résultantes bobinées à haute température présentent des défauts de surface. Ces défauts peuvent être amplifiés par une déformation ultérieure réalisée sur ces tôles. Pour éviter ces défauts, il est ainsi nécessaire, soit d'effectuer un refroidissement rapide des bobines d' l'aide d'un procédé
supplémentaire conduisant à un coût plus élevé, soit d'effectuer l'opération de -- bobinage à plus basse température, ce qui provoque une diminution de la précipitation du titane.
L'invention vise donc à mettre à disposition une tôle pour laquelle l'opération de bobinage à haute température n'engendre pas la formation des défauts de surface précités.
Par ailleurs, l'invention vise une tôle d'acier à l'état non revêtu ou galvanisé.
La composition et les caractéristiques mécaniques de l'acier doivent être compatibles avec les contraintes et les cycles thermiques des procédés de revêtement de zinc au trempé en continu.
3 L'invention a également pour but de proposer un procédé de fabrication d'une tôle d'acier ne nécessitant pas d'efforts de laminage importants, ce qui permet d'en assurer la fabrication dans une large gamme d'épaisseur, par exemple entre 1,5 et 4,5 millimètres.
Enfin, l'invention vise une tôle d'acier laminé à chaud de coût de fabrication économique, présentant conjointement une limite d'élasticité supérieure à 680 MPa au moins en sens travers de la direction de laminage, et inférieure ou égale à 840 MPa, une résistance mécanique comprise entre 780 MPa et 950 MPa, un allongement à rupture supérieur à 10% et un rapport d'expansion de trou (Ac) lo supérieur ou égal à 45%.
A cet effet, la tôle de l'invention est essentiellement caractérisée en ce que sa composition chimique comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,04% 5 C 5 0,08%
1,2% 5 Mn É 1,9%
01% Si 5 0,3%
0,07% 5 Ti É 0,125%
0,05% 5 MoÉ. 0,35%
0,15% < CrÉ 0,6% lorsque 0,05% É Mo5 0,11%, ou 0,10% 5 Cr5 0,6% lorsque 0,11% < MoÉ 0,35%
Nb É 0,045%
0,005% 5 Al 5 0,1%
0,002% 5 N É 0,01%
S 5 0,004%
P<0,020%
et optionnellement 0,001% É V 5 0,2%
le reste étant constitué de fer et d'impuretés inévitables provenant de l'élaboration, dont la microstructure est constituée de bainite granulaire dont le pourcentage surfacique est supérieur à 70%, et de ferrite dont le pourcentage surfacique est inférieur à 20%, le complément éventuel étant constitué de bainite inférieure, de martensite et d'austénite résiduelle, la somme des teneurs en martensite et en austénite résiduelle étant inférieure à 5%.
Enfin, l'invention vise une tôle d'acier laminé à chaud de coût de fabrication économique, présentant conjointement une limite d'élasticité supérieure à 680 MPa au moins en sens travers de la direction de laminage, et inférieure ou égale à 840 MPa, une résistance mécanique comprise entre 780 MPa et 950 MPa, un allongement à rupture supérieur à 10% et un rapport d'expansion de trou (Ac) lo supérieur ou égal à 45%.
A cet effet, la tôle de l'invention est essentiellement caractérisée en ce que sa composition chimique comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,04% 5 C 5 0,08%
1,2% 5 Mn É 1,9%
01% Si 5 0,3%
0,07% 5 Ti É 0,125%
0,05% 5 MoÉ. 0,35%
0,15% < CrÉ 0,6% lorsque 0,05% É Mo5 0,11%, ou 0,10% 5 Cr5 0,6% lorsque 0,11% < MoÉ 0,35%
Nb É 0,045%
0,005% 5 Al 5 0,1%
0,002% 5 N É 0,01%
S 5 0,004%
P<0,020%
et optionnellement 0,001% É V 5 0,2%
le reste étant constitué de fer et d'impuretés inévitables provenant de l'élaboration, dont la microstructure est constituée de bainite granulaire dont le pourcentage surfacique est supérieur à 70%, et de ferrite dont le pourcentage surfacique est inférieur à 20%, le complément éventuel étant constitué de bainite inférieure, de martensite et d'austénite résiduelle, la somme des teneurs en martensite et en austénite résiduelle étant inférieure à 5%.
4 La tôle de l'invention peut également comporter les caractéristiques optionnelles suivantes considérées isolément ou selon toutes les combinaisons techniques possibles :
- la composition chimique consiste, les teneurs étant exprimées en poids :
0,04% 5 C 5 0,08%
1,2% 5. Mn 5 1,9%
0,1%,5 Si 5 0,3%
0,07% 5 Ti 5 0,125%
0,05% 5 Mo 5 0,25%
0,16% 5 Cr 5 0,55% lorsque 0,05% 5 Mo5 0,11%, ou 0,10% 5 Cr 5. 0,55% lorsque 0,11% <Mo5 0,25%
Nb 5 0,045%
0,005% 5 Al 5 0,1%
0,002% 5 N 5 0,01%
S 0,004%
P<0,020%
le reste étant constitué de fer et d'impuretés inévitables provenant de l'élaboration, - la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,27% 5 Cr5 0,52% lorsque 0,05% 5 M o 5 0,11%, ou 0,10% 5 Cr5 0,52% lorsque 0,11% < Mo5 0,25%
- la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,05% 5 Mo5 0,18%, et 0,16% 5 Cr5 0,55% lorsque 0,05% 5 Mo5 0,11%, ou 0,10% 5 Cr5 0,55% lorsque 0,11% < Mo5 0,18%
- la composition chimique comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,05% 5 C 5. 0,07%
1,4% 5 Mn 5 1,6%
0,15% 5 Si 5 0,3%
Nb 5 0,04%
0,01% 5 Al 5 0,07%
- la composition chimique comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,040% 5 Tieff 5 0,095%
où Tieff = Ti - 3,42 x N, Ti étant la teneur en titane exprimée en poids N étant la teneur en azote exprimée en poids - la tôle d'acier est bobinée et décapée, l'opération de bobinage étant menée à une température comprise entre 525 C et 635 C suivie d'une opération de
- la composition chimique consiste, les teneurs étant exprimées en poids :
0,04% 5 C 5 0,08%
1,2% 5. Mn 5 1,9%
0,1%,5 Si 5 0,3%
0,07% 5 Ti 5 0,125%
0,05% 5 Mo 5 0,25%
0,16% 5 Cr 5 0,55% lorsque 0,05% 5 Mo5 0,11%, ou 0,10% 5 Cr 5. 0,55% lorsque 0,11% <Mo5 0,25%
Nb 5 0,045%
0,005% 5 Al 5 0,1%
0,002% 5 N 5 0,01%
S 0,004%
P<0,020%
le reste étant constitué de fer et d'impuretés inévitables provenant de l'élaboration, - la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,27% 5 Cr5 0,52% lorsque 0,05% 5 M o 5 0,11%, ou 0,10% 5 Cr5 0,52% lorsque 0,11% < Mo5 0,25%
- la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,05% 5 Mo5 0,18%, et 0,16% 5 Cr5 0,55% lorsque 0,05% 5 Mo5 0,11%, ou 0,10% 5 Cr5 0,55% lorsque 0,11% < Mo5 0,18%
- la composition chimique comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,05% 5 C 5. 0,07%
1,4% 5 Mn 5 1,6%
0,15% 5 Si 5 0,3%
Nb 5 0,04%
0,01% 5 Al 5 0,07%
- la composition chimique comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,040% 5 Tieff 5 0,095%
où Tieff = Ti - 3,42 x N, Ti étant la teneur en titane exprimée en poids N étant la teneur en azote exprimée en poids - la tôle d'acier est bobinée et décapée, l'opération de bobinage étant menée à une température comprise entre 525 C et 635 C suivie d'une opération de
5 décapage, et la profondeur des défauts superficiels dus à l'oxydation répartis sur n zones d'oxydation i de la dite tôle bobinée, i étant compris entre 1 et n, et les n zones d'oxydation s'étendant sur une longueur /,õ/. d'observation, satisfait :
- un premier critère de profondeur maximale défini par P,'" 8 micromètres avec Pr : profondeur maximale d'un défaut dû à l'oxydation sur la zone d'oxydation i de la dite tôle bobinée, et - un second critère de profondeur moyenne défini par ¨1 Pi" x I, 2,5 micromètres ire!
avec PrY : profondeur moyenne des défauts dus à l'oxydation sur une zone d'oxydation i, et 1, : longueur de la zone d'oxydation i - la longueur ire! d'observation des défauts dus à l'oxydation est supérieure ou égale à 100 micromètres.
- la longueur /ref d'observation des défauts dus à l'oxydation est supérieure -- ou égale à 500 micromètres.
- la tôle est bobinée en spires jointives à une tension minimale de bobinage de 3 tonnes-force.
L'invention porte en outre sur un procédé de fabrication d'une tôle d'acier laminée à chaud de limite d'élasticité supérieure à 680 MPa au moins en sens -- travers de la direction de laminage, et inférieure ou égale à 840 MPa, de résistance comprise entre 780 MPa et 950 MPa et d'allongement à rupture supérieur à 10%, caractérisé en ce qu'on approvisionne sous forme de métal liquide un acier dont la composition consiste, les teneurs étant exprimées en poids :
0,04% 5. C 5 0,08%
- un premier critère de profondeur maximale défini par P,'" 8 micromètres avec Pr : profondeur maximale d'un défaut dû à l'oxydation sur la zone d'oxydation i de la dite tôle bobinée, et - un second critère de profondeur moyenne défini par ¨1 Pi" x I, 2,5 micromètres ire!
avec PrY : profondeur moyenne des défauts dus à l'oxydation sur une zone d'oxydation i, et 1, : longueur de la zone d'oxydation i - la longueur ire! d'observation des défauts dus à l'oxydation est supérieure ou égale à 100 micromètres.
- la longueur /ref d'observation des défauts dus à l'oxydation est supérieure -- ou égale à 500 micromètres.
- la tôle est bobinée en spires jointives à une tension minimale de bobinage de 3 tonnes-force.
L'invention porte en outre sur un procédé de fabrication d'une tôle d'acier laminée à chaud de limite d'élasticité supérieure à 680 MPa au moins en sens -- travers de la direction de laminage, et inférieure ou égale à 840 MPa, de résistance comprise entre 780 MPa et 950 MPa et d'allongement à rupture supérieur à 10%, caractérisé en ce qu'on approvisionne sous forme de métal liquide un acier dont la composition consiste, les teneurs étant exprimées en poids :
0,04% 5. C 5 0,08%
6 1,2% 5 Mn .É 1,9%
0,1% É Si É 0,3%
0,07% É Ti 5 0,125%
0,05% É Mo5 0,35%
0,15% < CrÉ 0,6% lorsque 0,05% É MoÉ 0,11%, ou 0,10% 5. CrÉ 0,6% lorsque 0,11% < Mo5 0,35%
Nb É 0,045%
0,005% É Al 5 0,1%
0,002% 5 N 5. 0,01%
S .5 0,004%
P<0,020%
et optionnellement 0,001% É V É 0,2%
le reste étant constitué de fer et d'impuretés inévitables, en ce qu'on effectue un traitement sous vide ou au SiCa, dans ce dernier cas, la composition comprend en outre, les teneurs étant exprimées en poids 0,0005% É Ca É 0,005%, en ce que les quantités de titane [Ti] et d'azote [N] dissoutes dans le métal liquide satisfont à (%[Ti]) x (%[N]) < 6.10-4 %2, en ce qu'on coule l'acier pour obtenir un demi-produit coulé, en ce qu'on réchauffe éventuellement le dit demi-produit à une température comprise entre 1160 C et 1300 C, puis en ce qu'on lamine à chaud ledit demi-produit coulé avec une température de fin de laminage comprise entre 880 C et 930 C, le taux de réduction de l'avant-dernière passe étant inférieur à 0,25, le taux de la dernière passe étant inférieur à
0,15, la somme de ces deux taux de réduction étant inférieure à 0,37, la température de début de laminage de l'avant dernière passe étant inférieure à
960 C, de façon à obtenir un produit laminé à chaud, puis en ce qu'on refroidit le dit produit laminé à chaud à une vitesse comprise entre 20 et 150 C/s de façon à obtenir une tôle d'acier laminé à chaud.
Le procédé de l'invention peut également comporter les caractéristiques optionnelles suivantes considérées isolément ou selon toutes les combinaisons techniques possibles :
on bobine la tôle d'acier laminé à chaud à une température comprise entre 525 et 635 C.
0,1% É Si É 0,3%
0,07% É Ti 5 0,125%
0,05% É Mo5 0,35%
0,15% < CrÉ 0,6% lorsque 0,05% É MoÉ 0,11%, ou 0,10% 5. CrÉ 0,6% lorsque 0,11% < Mo5 0,35%
Nb É 0,045%
0,005% É Al 5 0,1%
0,002% 5 N 5. 0,01%
S .5 0,004%
P<0,020%
et optionnellement 0,001% É V É 0,2%
le reste étant constitué de fer et d'impuretés inévitables, en ce qu'on effectue un traitement sous vide ou au SiCa, dans ce dernier cas, la composition comprend en outre, les teneurs étant exprimées en poids 0,0005% É Ca É 0,005%, en ce que les quantités de titane [Ti] et d'azote [N] dissoutes dans le métal liquide satisfont à (%[Ti]) x (%[N]) < 6.10-4 %2, en ce qu'on coule l'acier pour obtenir un demi-produit coulé, en ce qu'on réchauffe éventuellement le dit demi-produit à une température comprise entre 1160 C et 1300 C, puis en ce qu'on lamine à chaud ledit demi-produit coulé avec une température de fin de laminage comprise entre 880 C et 930 C, le taux de réduction de l'avant-dernière passe étant inférieur à 0,25, le taux de la dernière passe étant inférieur à
0,15, la somme de ces deux taux de réduction étant inférieure à 0,37, la température de début de laminage de l'avant dernière passe étant inférieure à
960 C, de façon à obtenir un produit laminé à chaud, puis en ce qu'on refroidit le dit produit laminé à chaud à une vitesse comprise entre 20 et 150 C/s de façon à obtenir une tôle d'acier laminé à chaud.
Le procédé de l'invention peut également comporter les caractéristiques optionnelles suivantes considérées isolément ou selon toutes les combinaisons techniques possibles :
on bobine la tôle d'acier laminé à chaud à une température comprise entre 525 et 635 C.
7 - la composition consiste, les teneurs étant exprimées en poids :
0,04% 5 C 5 0,08%
1,2% 5. Mn 5 1,9%
0,1% 5 Si 5 0,3%
0,07(Y0 5 Ti 5 0,125%
0,05% 5 Mo5 0,25%
0,16% 5 Cr5 0,55% lorsque 0,05% 5 Mo5 0,11%, ou 0,10% 5 Cr5 0,55% lorsque 0,11% < Mo5 0,25%
Nb 5 0,045%
io 0,005% 5 AI 5 0,1%
0,002% 5 N 5 0,01%
S 5 0,004%
P<0,020%
le reste étant constitué de fer et d'impuretés inévitables - la vitesse de refroidissement du produit laminé à chaud est comprise entre 50 et 150 C/s.
- la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,27% 5 Cr5 0,52% lorsque 0,05% 5 M 5 0,11%, ou 0,10% 5 Cr5 0,52% lorsque 0,11% < Mo5 0,25%
- la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,05% 5 Mo5 0,18%, et 0,16% 5 Cr5 0,55% lorsque 0,05% 5 Mo5 0,11%, ou 0,10% 5 Cr5 0,55% lorsque 0,11% < Mo5 0,18%
- la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,05% 5 C 5 0,08%
1,4% 5 Mn 5 1,6%
0,15% 5 Si 5 0,3%
Nb 5 0,04%
0,01% 5 Al 5 0,07%
- on bobine la tôle à une température comprise entre 580 et strictement 630 C.
- on bobine la tôle à une température comprise entre 530 et 600 C, on décape la dite tôle, puis
0,04% 5 C 5 0,08%
1,2% 5. Mn 5 1,9%
0,1% 5 Si 5 0,3%
0,07(Y0 5 Ti 5 0,125%
0,05% 5 Mo5 0,25%
0,16% 5 Cr5 0,55% lorsque 0,05% 5 Mo5 0,11%, ou 0,10% 5 Cr5 0,55% lorsque 0,11% < Mo5 0,25%
Nb 5 0,045%
io 0,005% 5 AI 5 0,1%
0,002% 5 N 5 0,01%
S 5 0,004%
P<0,020%
le reste étant constitué de fer et d'impuretés inévitables - la vitesse de refroidissement du produit laminé à chaud est comprise entre 50 et 150 C/s.
- la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,27% 5 Cr5 0,52% lorsque 0,05% 5 M 5 0,11%, ou 0,10% 5 Cr5 0,52% lorsque 0,11% < Mo5 0,25%
- la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,05% 5 Mo5 0,18%, et 0,16% 5 Cr5 0,55% lorsque 0,05% 5 Mo5 0,11%, ou 0,10% 5 Cr5 0,55% lorsque 0,11% < Mo5 0,18%
- la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,05% 5 C 5 0,08%
1,4% 5 Mn 5 1,6%
0,15% 5 Si 5 0,3%
Nb 5 0,04%
0,01% 5 Al 5 0,07%
- on bobine la tôle à une température comprise entre 580 et strictement 630 C.
- on bobine la tôle à une température comprise entre 530 et 600 C, on décape la dite tôle, puis
8 on réchauffe la tôle décapée à une température comprise entre 600 et 750 C, puis on refroidit la tôle décapée réchauffée à une vitesse comprise entre 5 et 20 C/s, et on revêt de zinc la tôle obtenue dans un bain de zinc adapté.
- on bobine la tôle en spires jointives à une tension minimale de bobinage de 3 tonnes-force.
D'autres caractéristiques et avantages de l'invention ressortiront clairement de la description qui en est donnée ci-dessous, à titre indicatif et nullement limitatif, en référence aux figures annexées parmi lesquelles :
- la figure 1 est un graphique illustrant les résultats en termes d'oxydation en coeur de bobine des tôles de l'invention et des tôles de l'art antérieur, bobinées à
une température de 590 C, comprenant différentes teneurs en chrome et en molybdène, - la figure 2 est une représentation schématique de la surface d'une tôle vue en coupe illustrant la répartition des défauts superficiels dus à l'oxydation sur une tôle bobinée et décapée, en vue de la définition d'un critère d'oxydation admissible, - la figure 3 est un graphique représentant l'évolution de la limite d'élasticité
mesurée dans le sens de laminage en fonction de la teneur en titane efficace des tôles de l'invention pour lesquelles les teneurs en titane et en azote varient, - la figure 4 est un graphique représentant l'évolution de la limite d'élasticité
dans le sens travers à la direction de laminage en fonction de la teneur en titane efficace des tôles de l'invention pour lesquelles les teneurs en titane et en azote varient, - la figure 5 est un graphique représentant l'évolution de la résistance maximale en traction dans le sens de laminage en fonction de la teneur en titane efficace des tôles de l'invention pour lesquelles les teneurs en titane et en azote varient, - la figure 6 est un graphique représentant l'évolution de la résistance maximale en traction dans le sens travers du laminage en fonction de la teneur en titane efficace des tôles de l'invention pour lesquelles les teneurs en titane et en azote varient, - la figure 7 est une photographie prise au Microscope Electronique à
Balayage représentant l'état de surface en coupe d'une tôle après décapage dont
- on bobine la tôle en spires jointives à une tension minimale de bobinage de 3 tonnes-force.
D'autres caractéristiques et avantages de l'invention ressortiront clairement de la description qui en est donnée ci-dessous, à titre indicatif et nullement limitatif, en référence aux figures annexées parmi lesquelles :
- la figure 1 est un graphique illustrant les résultats en termes d'oxydation en coeur de bobine des tôles de l'invention et des tôles de l'art antérieur, bobinées à
une température de 590 C, comprenant différentes teneurs en chrome et en molybdène, - la figure 2 est une représentation schématique de la surface d'une tôle vue en coupe illustrant la répartition des défauts superficiels dus à l'oxydation sur une tôle bobinée et décapée, en vue de la définition d'un critère d'oxydation admissible, - la figure 3 est un graphique représentant l'évolution de la limite d'élasticité
mesurée dans le sens de laminage en fonction de la teneur en titane efficace des tôles de l'invention pour lesquelles les teneurs en titane et en azote varient, - la figure 4 est un graphique représentant l'évolution de la limite d'élasticité
dans le sens travers à la direction de laminage en fonction de la teneur en titane efficace des tôles de l'invention pour lesquelles les teneurs en titane et en azote varient, - la figure 5 est un graphique représentant l'évolution de la résistance maximale en traction dans le sens de laminage en fonction de la teneur en titane efficace des tôles de l'invention pour lesquelles les teneurs en titane et en azote varient, - la figure 6 est un graphique représentant l'évolution de la résistance maximale en traction dans le sens travers du laminage en fonction de la teneur en titane efficace des tôles de l'invention pour lesquelles les teneurs en titane et en azote varient, - la figure 7 est une photographie prise au Microscope Electronique à
Balayage représentant l'état de surface en coupe d'une tôle après décapage dont
9 la composition se situe en dehors de la portée de l'invention et qui ne satisfait pas aux critères d'oxydation, - la figure 8 est une photographie prise au Microscope Electronique à
Balayage représentant l'état de surface en coupe d'une tôle de l'invention après décapage qui satisfait aux critères d'oxydation, - la figure 9 est une photographie prise au Microscope Electronique à
Balayage représentant l'état de surface en coupe d'une tôle de l'invention après décapage dont la composition diffère de celle de la tôle représentée sur la figure 8 et qui satisfait également aux critères d'oxydation, et -la figure 10 est une photographie prise au Microscope Electronique à
Balayage représentant la microstructure d'une tôle de l'invention.
Les inventeurs ont découvert que les défauts de surface présents sur certaines tôles bobinées à hautes températures, notamment au-dessus d'une température de 570 C, sont principalement localisés au niveau du coeur de la bobine. Dans cette région, les spires sont jointives, et la pression partielle d'oxygène est telle que seuls des éléments plus oxydables que le fer comme par exemple le silicium, le manganèse ou le chrome peuvent encore s'oxyder au contact d'atomes d'oxygène.
Le diagramme de phase fer-oxygène à 1 atmosphère montre que l'oxyde de fer, la wustite, formé à hautes températures n'est plus stable en deçà de 570 C et se décompose à l'équilibre thermodynamique en deux autres phases: l'hématite et la magnétite, l'un des produits de cette réaction étant l'oxygène.
Les inventeurs ont ainsi identifié que les conditions sont réunies pour qu'en coeur de bobine, l'oxygène ainsi libéré se combine avec les éléments plus oxydables que le fer, soit notamment le manganèse, le silicium, le chrome et l'aluminium présents à la surface de la tôle. Les joints de grains de la microstructure finale constituent naturellement des courts-circuits de diffusion pour ces éléments par rapport à une diffusion homogène dans la matrice. Il en résulte une oxydation plus marquée et plus profonde au niveau des joints de grains.
Lors de l'opération de décapage visant à éliminer la couche de calamine, les oxydes ainsi formés sont également retirés, laissant place à des défauts (manques de continuité) sensiblement perpendiculaires à la peau de la tôle d'environ 3 à 5 micromètres.
Si ces défauts ne provoquent pas de dégradation particulière des performances en fatigue pour une tôle non soumise à déformation, ce n'est pas le cas lorsque la tôle est déformée et plus particulièrement dans la zone située en intrados d'un pli de déformation où la profondeur du défaut peut atteindre 25 5 micromètres.
Pour une température de bobinage d'environ 590 C, ces défauts de surface sont naturellement présents en c ur de bobine où la surface de la tôle reste le plus longtemps soumise à des hautes températures, notamment supérieures à
570 C.
Balayage représentant l'état de surface en coupe d'une tôle de l'invention après décapage qui satisfait aux critères d'oxydation, - la figure 9 est une photographie prise au Microscope Electronique à
Balayage représentant l'état de surface en coupe d'une tôle de l'invention après décapage dont la composition diffère de celle de la tôle représentée sur la figure 8 et qui satisfait également aux critères d'oxydation, et -la figure 10 est une photographie prise au Microscope Electronique à
Balayage représentant la microstructure d'une tôle de l'invention.
Les inventeurs ont découvert que les défauts de surface présents sur certaines tôles bobinées à hautes températures, notamment au-dessus d'une température de 570 C, sont principalement localisés au niveau du coeur de la bobine. Dans cette région, les spires sont jointives, et la pression partielle d'oxygène est telle que seuls des éléments plus oxydables que le fer comme par exemple le silicium, le manganèse ou le chrome peuvent encore s'oxyder au contact d'atomes d'oxygène.
Le diagramme de phase fer-oxygène à 1 atmosphère montre que l'oxyde de fer, la wustite, formé à hautes températures n'est plus stable en deçà de 570 C et se décompose à l'équilibre thermodynamique en deux autres phases: l'hématite et la magnétite, l'un des produits de cette réaction étant l'oxygène.
Les inventeurs ont ainsi identifié que les conditions sont réunies pour qu'en coeur de bobine, l'oxygène ainsi libéré se combine avec les éléments plus oxydables que le fer, soit notamment le manganèse, le silicium, le chrome et l'aluminium présents à la surface de la tôle. Les joints de grains de la microstructure finale constituent naturellement des courts-circuits de diffusion pour ces éléments par rapport à une diffusion homogène dans la matrice. Il en résulte une oxydation plus marquée et plus profonde au niveau des joints de grains.
Lors de l'opération de décapage visant à éliminer la couche de calamine, les oxydes ainsi formés sont également retirés, laissant place à des défauts (manques de continuité) sensiblement perpendiculaires à la peau de la tôle d'environ 3 à 5 micromètres.
Si ces défauts ne provoquent pas de dégradation particulière des performances en fatigue pour une tôle non soumise à déformation, ce n'est pas le cas lorsque la tôle est déformée et plus particulièrement dans la zone située en intrados d'un pli de déformation où la profondeur du défaut peut atteindre 25 5 micromètres.
Pour une température de bobinage d'environ 590 C, ces défauts de surface sont naturellement présents en c ur de bobine où la surface de la tôle reste le plus longtemps soumise à des hautes températures, notamment supérieures à
570 C.
10 Les inventeurs ont alors trouvé une composition de tôle permettant d'éviter la formation d'oxydation intergranulaire en coeur de bobine au niveau des grains de la microstructure finale après décapage, l'oxydation intergranulaire intervenant sur les joints de grains de la microstructure finale.
A cet effet, il a été identifié que la composition de la tôle doit comporter du chrome et du molybdène définis dans des teneurs particulières. De façon surprenante, les inventeurs ont mis en évidence que de telles tôles ne présentent pas les défauts de surfaces précités.
Selon l'invention, la teneur en poids en carbone de la tôle est comprise entre 0,040% et 0,08 %. Cette gamme de teneur en carbone permet d'obtenir simultanément un allongement à rupture élevé et une résistance mécanique Rm supérieure à 780 MPa.
Par ailleurs, la teneur maximale en poids en carbone est fixée à 0,08% ce qui permet d'obtenir un rapport d'expansion de trou Ac% supérieur ou égal à 45%.
De préférence, la teneur en poids en carbone est comprise entre 0,05% et 0,07%.
Selon l'invention, la teneur en poids en manganèse est comprise entre 1,2% et 1,9 %. Présent en telle quantité, le manganèse participe à la résistance de la tôle et limite la formation d'une bande de ségrégation centrale. Il contribue à
obtenir un rapport d'expansion de trou Ac% supérieur ou égal à 45%. De préférence, la teneur en poids en manganèse est comprise entre 1,4% et 1,6%.
Une teneur en poids en aluminium comprise entre 0,005% et 0,1% permet d'assurer la désoxydation de l'acier pendant sa fabrication. De préférence, la teneur en poids en aluminium est comprise entre 0,01% et 0,07%.
A cet effet, il a été identifié que la composition de la tôle doit comporter du chrome et du molybdène définis dans des teneurs particulières. De façon surprenante, les inventeurs ont mis en évidence que de telles tôles ne présentent pas les défauts de surfaces précités.
Selon l'invention, la teneur en poids en carbone de la tôle est comprise entre 0,040% et 0,08 %. Cette gamme de teneur en carbone permet d'obtenir simultanément un allongement à rupture élevé et une résistance mécanique Rm supérieure à 780 MPa.
Par ailleurs, la teneur maximale en poids en carbone est fixée à 0,08% ce qui permet d'obtenir un rapport d'expansion de trou Ac% supérieur ou égal à 45%.
De préférence, la teneur en poids en carbone est comprise entre 0,05% et 0,07%.
Selon l'invention, la teneur en poids en manganèse est comprise entre 1,2% et 1,9 %. Présent en telle quantité, le manganèse participe à la résistance de la tôle et limite la formation d'une bande de ségrégation centrale. Il contribue à
obtenir un rapport d'expansion de trou Ac% supérieur ou égal à 45%. De préférence, la teneur en poids en manganèse est comprise entre 1,4% et 1,6%.
Une teneur en poids en aluminium comprise entre 0,005% et 0,1% permet d'assurer la désoxydation de l'acier pendant sa fabrication. De préférence, la teneur en poids en aluminium est comprise entre 0,01% et 0,07%.
11 PCT/1B2015/001159 Le titane est présent dans l'acier de la tôle de l'invention en quantité
comprise entre 0,07% et 0,125% en poids.
Il peut être prévu optionnellement l'ajout de vanadium en quantité comprise entre 0,001% et 0,2% en poids. Une augmentation de la résistance mécanique jusqu'à 250 MPa peut être obtenue par un affinement de la microstructure et une précipitation durcissante des carbonitrures.
En outre, il est prévu que la teneur en poids de l'azote soit comprise entre 0,002% et 0,01%. Quoique la teneur en azote puisse être extrêmement basse, on fixe sa valeur limite à 0,002% de façon à ce que la fabrication puisse être réalisée o dans des conditions économiquement satisfaisantes.
Concernant le niobium, sa teneur en poids dans la composition de l'acier est inférieure à 0,045%. Au-delà d'une teneur en poids de 0,045 %, la recristallisation de l'austénite est retardée. La structure contient alors une fraction significative de grains allongés, ce qui ne permet plus d'atteindre le rapport d'expansion de trou Ac% visé. De préférence, la teneur en poids en niobium est inférieure à 0,04%.
La composition de l'invention comporte également du chrome en quantité
comprise entre 0,10% et 0,55%. Une telle teneur en chrome permet d'améliorer la qualité de surface. Comme on le verra plus loin, la teneur en chrome est définie conjointement avec la teneur en molybdène.
Selon l'invention, le silicium est présent dans la composition chimique de la tôle, selon une teneur en poids comprise entre 0,1% et 0,3%. Le silicium retarde la précipitation de la cémentite. Dans les quantités définies selon l'invention, celle-ci précipite en quantité très faible, c'est-à-dire en teneur surfacique inférieure à
1,5% et sous une forme très fine. Cette morphologie plus fine de la cémentite permet d'obtenir une aptitude à l'expansion de trou élevée, supérieure ou égale à
45%. De préférence, la teneur en poids en silicium est comprise entre 0,15% et 0,3%.
La teneur en soufre de l'acier selon l'invention ne doit pas être supérieure à
0,004% dans le but de limiter la formation de sulfures, notamment de sulfures de manganèse. Les faibles teneurs en soufre et en azote présents dans la composition de la tôle favorisent l'aptitude à l'expansion de trou.
La teneur en phosphore de l'acier selon l'invention est inférieure à 0,020%
dans le but de favoriser l'aptitude à l'expansion de trou et la soudabilité.
comprise entre 0,07% et 0,125% en poids.
Il peut être prévu optionnellement l'ajout de vanadium en quantité comprise entre 0,001% et 0,2% en poids. Une augmentation de la résistance mécanique jusqu'à 250 MPa peut être obtenue par un affinement de la microstructure et une précipitation durcissante des carbonitrures.
En outre, il est prévu que la teneur en poids de l'azote soit comprise entre 0,002% et 0,01%. Quoique la teneur en azote puisse être extrêmement basse, on fixe sa valeur limite à 0,002% de façon à ce que la fabrication puisse être réalisée o dans des conditions économiquement satisfaisantes.
Concernant le niobium, sa teneur en poids dans la composition de l'acier est inférieure à 0,045%. Au-delà d'une teneur en poids de 0,045 %, la recristallisation de l'austénite est retardée. La structure contient alors une fraction significative de grains allongés, ce qui ne permet plus d'atteindre le rapport d'expansion de trou Ac% visé. De préférence, la teneur en poids en niobium est inférieure à 0,04%.
La composition de l'invention comporte également du chrome en quantité
comprise entre 0,10% et 0,55%. Une telle teneur en chrome permet d'améliorer la qualité de surface. Comme on le verra plus loin, la teneur en chrome est définie conjointement avec la teneur en molybdène.
Selon l'invention, le silicium est présent dans la composition chimique de la tôle, selon une teneur en poids comprise entre 0,1% et 0,3%. Le silicium retarde la précipitation de la cémentite. Dans les quantités définies selon l'invention, celle-ci précipite en quantité très faible, c'est-à-dire en teneur surfacique inférieure à
1,5% et sous une forme très fine. Cette morphologie plus fine de la cémentite permet d'obtenir une aptitude à l'expansion de trou élevée, supérieure ou égale à
45%. De préférence, la teneur en poids en silicium est comprise entre 0,15% et 0,3%.
La teneur en soufre de l'acier selon l'invention ne doit pas être supérieure à
0,004% dans le but de limiter la formation de sulfures, notamment de sulfures de manganèse. Les faibles teneurs en soufre et en azote présents dans la composition de la tôle favorisent l'aptitude à l'expansion de trou.
La teneur en phosphore de l'acier selon l'invention est inférieure à 0,020%
dans le but de favoriser l'aptitude à l'expansion de trou et la soudabilité.
12 Selon l'invention, la composition de la tôle comporte du chrome et du molybdène dans des teneurs spécifiques.
On se réfère aux tableaux 1 à 4 ainsi qu'à la figure 1 pour expliciter les limites des teneurs en chrome et en molybdène dans la composition de la tôle de l'invention.
Les tableaux 1 à 4 montrent l'influence de la composition d'une tôle et des conditions de fabrication de cette tôle sur la limite d'élasticité, la résistance maximale en traction, l'allongement total à rupture, l'expansion de trou et un critère d'oxydation pris en milieu ou coeur de bobine et en axe de bande, ces lo notions de coeur de bobine et d'axe de bande étant explicitées plus loin.
La méthode d'expansion de trou est décrite dans la norme ISO 16630 :2009 de la façon suivante : après réalisation d'un trou par découpe dans une tôle, on utilise un outil tronconique de façon à réaliser une expansion au niveau des bords de ce trou. C'est au cours de cette opération que l'on peut observer un endommagement précoce au voisinage des bords du trou lors de l'expansion, cet endommagement s'amorçant sur des particules de seconde phase ou aux interfaces entre les différents constituants microstructuraux dans l'acier.
La méthode d'expansion de trou consiste ainsi à mesurer le diamètre initial Di du trou avant emboutissage, puis le diamètre final Df du trou après emboutissage, déterminé au moment où l'on observe des fissures traversantes dans l'épaisseur de la tôle sur les bords du trou. On détermine alors l'aptitude à
l'expansion de trou Ac% selon la formule suivante : Ac% =100 x (Df ¨ Di) Ac Di permet donc de quantifier l'aptitude d'une tôle à résister à un emboutissage au niveau d'un orifice découpé. Selon cette méthode, le diamètre initial est de millimètres.
Comme explicité plus haut, on cherche à éviter la formation d'oxydation intergranulaire se caractérisant par des manques de continuité en surface de la tôle bobinée et décapée.
Il s'agit donc d'obtenir une surface pour laquelle la profondeur de ces défauts est suffisamment réduite pour qu'après mise en forme de la tôle, l'augmentation du facteur d'intensité de contrainte local associé à ces défauts engendré par cette mise en forme ne porte pas atteinte à la durée de vie en fatigue de la tôle.
On se réfère aux tableaux 1 à 4 ainsi qu'à la figure 1 pour expliciter les limites des teneurs en chrome et en molybdène dans la composition de la tôle de l'invention.
Les tableaux 1 à 4 montrent l'influence de la composition d'une tôle et des conditions de fabrication de cette tôle sur la limite d'élasticité, la résistance maximale en traction, l'allongement total à rupture, l'expansion de trou et un critère d'oxydation pris en milieu ou coeur de bobine et en axe de bande, ces lo notions de coeur de bobine et d'axe de bande étant explicitées plus loin.
La méthode d'expansion de trou est décrite dans la norme ISO 16630 :2009 de la façon suivante : après réalisation d'un trou par découpe dans une tôle, on utilise un outil tronconique de façon à réaliser une expansion au niveau des bords de ce trou. C'est au cours de cette opération que l'on peut observer un endommagement précoce au voisinage des bords du trou lors de l'expansion, cet endommagement s'amorçant sur des particules de seconde phase ou aux interfaces entre les différents constituants microstructuraux dans l'acier.
La méthode d'expansion de trou consiste ainsi à mesurer le diamètre initial Di du trou avant emboutissage, puis le diamètre final Df du trou après emboutissage, déterminé au moment où l'on observe des fissures traversantes dans l'épaisseur de la tôle sur les bords du trou. On détermine alors l'aptitude à
l'expansion de trou Ac% selon la formule suivante : Ac% =100 x (Df ¨ Di) Ac Di permet donc de quantifier l'aptitude d'une tôle à résister à un emboutissage au niveau d'un orifice découpé. Selon cette méthode, le diamètre initial est de millimètres.
Comme explicité plus haut, on cherche à éviter la formation d'oxydation intergranulaire se caractérisant par des manques de continuité en surface de la tôle bobinée et décapée.
Il s'agit donc d'obtenir une surface pour laquelle la profondeur de ces défauts est suffisamment réduite pour qu'après mise en forme de la tôle, l'augmentation du facteur d'intensité de contrainte local associé à ces défauts engendré par cette mise en forme ne porte pas atteinte à la durée de vie en fatigue de la tôle.
13 Les inventeurs ont mis en évidence que deux critères relatifs à la présence de défauts de la tôle bobinée, devaient être satisfaits pour permettre d'obtenir d'excellentes performances en fatigue. Plus précisément, ces critères doivent être respectés dans une zone de la bobine qui est soumise à des conditions spécifiques : cette zone est située en coeur de bobine et en axe de bande où
la pression partielle d'oxygène est plus faible mais suffisante pour que des éléments plus oxydables que le fer puissent être oxydés. Ce phénomène est observé
lorsque le bobinage est réalisé en spires jointives à une tension minimale de bobinage de 3 tonnes-force.
On définit le coeur de bobine comme étant la zone en longueur de la bobine à laquelle on retranche de part et d'autre, une zone d'extrémité, la longueur de chacune des zones d'extrémité étant égale à 30% de la longueur totale de la bobine. On définit de façon similaire l'axe de bande comme étant une zone centrée sur le milieu de la bande dans le sens transversal au sens de laminage, et de largeur égale à 60% de la largeur de la bande.
En référence à la figure 2, ces deux critères d'oxydation sont évalués sur une tôle 1 en milieu de bobine et en axe de bande sur une longueur d'observation /ef Cette longueur d'observation est choisie pour caractériser de façon =
représentative l'état de surface. La longueur d'observation /õf est fixée à
micromètres, mais peut aller jusqu'à 500 micromètres voire au-delà si l'on souhaite renforcer les exigences en terme de critère d'oxydation.
Les défauts dus à l'oxydation 2 sont répartis sur n zones d'oxydation Oi de la dite tôle bobinée 1, i étant compris entre 1 et n. Chaque zone d'oxydation Oi s'étend selon une longueur /õ et est considérée comme distincte de la zone voisine Oi+1 si ces deux zones 0i, Oi+1 sont séparées par une zone exempte de tout défaut d'oxydation d'au moins 3 micromètres de longueur. Le premier critère [1] auxquels doivent satisfaire les défauts 2 de la tôle 1 est un critère de profondeur maximale répondant à Pim" 8 micromètres, Prx étant la profondeur maximale d'un défaut dû à l'oxydation 2 sur chaque zone d'oxydation Oi.
Le second critère [2] auquel doivent satisfaire les défauts 2 de la tôle 1 est un critère de profondeur moyenne traduisant la présence plus ou moins grande des zones d'oxydation sur la zone d'observation de longueur /,.õf . Ce second
la pression partielle d'oxygène est plus faible mais suffisante pour que des éléments plus oxydables que le fer puissent être oxydés. Ce phénomène est observé
lorsque le bobinage est réalisé en spires jointives à une tension minimale de bobinage de 3 tonnes-force.
On définit le coeur de bobine comme étant la zone en longueur de la bobine à laquelle on retranche de part et d'autre, une zone d'extrémité, la longueur de chacune des zones d'extrémité étant égale à 30% de la longueur totale de la bobine. On définit de façon similaire l'axe de bande comme étant une zone centrée sur le milieu de la bande dans le sens transversal au sens de laminage, et de largeur égale à 60% de la largeur de la bande.
En référence à la figure 2, ces deux critères d'oxydation sont évalués sur une tôle 1 en milieu de bobine et en axe de bande sur une longueur d'observation /ef Cette longueur d'observation est choisie pour caractériser de façon =
représentative l'état de surface. La longueur d'observation /õf est fixée à
micromètres, mais peut aller jusqu'à 500 micromètres voire au-delà si l'on souhaite renforcer les exigences en terme de critère d'oxydation.
Les défauts dus à l'oxydation 2 sont répartis sur n zones d'oxydation Oi de la dite tôle bobinée 1, i étant compris entre 1 et n. Chaque zone d'oxydation Oi s'étend selon une longueur /õ et est considérée comme distincte de la zone voisine Oi+1 si ces deux zones 0i, Oi+1 sont séparées par une zone exempte de tout défaut d'oxydation d'au moins 3 micromètres de longueur. Le premier critère [1] auxquels doivent satisfaire les défauts 2 de la tôle 1 est un critère de profondeur maximale répondant à Pim" 8 micromètres, Prx étant la profondeur maximale d'un défaut dû à l'oxydation 2 sur chaque zone d'oxydation Oi.
Le second critère [2] auquel doivent satisfaire les défauts 2 de la tôle 1 est un critère de profondeur moyenne traduisant la présence plus ou moins grande des zones d'oxydation sur la zone d'observation de longueur /,.õf . Ce second
14 n critère est défini par P,"' Y x /, 2,5 micromètres, Pr étant la profondeur 1ref moyenne des défauts dus à l'oxydation sur une zone d'oxydation Oi.
Sur les tableaux 1 à 4 ainsi que sur la figure 1, les résultats d'oxydation de surface sont représentés comme suit :
o oxydation nulle ou très faible : critères [1] et [2] satisfaits o oxydation faible : critères satisfaits = oxydation forte : critères non satisfaits Une oxydation nulle ou très faible permet d'obtenir une excellente tenue à la fatigue, même sur des pièces mises déformées de façon importante, c'est-à-dire présentant un taux de déformation plastique équivalent allant jusqu'à 39%, le taux de déformation plastique équivalente étant défini en tout de la pièce déformée à
partir des déformations principales El et c2, par la formule :
¨ 2 cc ¨ .\./(c12 + cl2 + E22 ) .
Le tableau 1 représente les résultats obtenus pour des compositions n'entrant pas dans le cadre de la tôle de l'invention.
Le tableau 2a représente des compositions de tôles selon l'invention et le Tableau 2b représente les résultats obtenus pour les compositions de tôles du Tableau 2a, lesquelles tôles sont destinées à être non revêtues et bobinées à
une température constante de 590 C, à l'exception de l'exemple 5.
Le tableau 3 représente les résultats obtenus pour des compositions de la tôle de l'invention, laquelle est également destinée à être non revêtue et pour des températures de bobinage variant de 526 C à 625 C.
Le tableau 4 représente les résultats obtenus pour des compositions de la tôle de l'invention, laquelle est destinée à être galvanisée et pour une température de bobinage variant de 535 C à 585 C.
Les contre-exemples 1 et 11 du tableau 1 montrent que lorsque les teneurs en chrome et en molybdène ne satisfont pas aux conditions de l'invention, les critères d'oxydation ne sont pas satisfaits.
Les contre exemples 5, 6, 7 et 9 montrent qu'en présence de chrome mais sans molybdène, l'oxydation n'est également pas admissible. Le contre-exemple illustre par ailleurs que l'ajout de nickel ne permet pas d'obtenir de résultats satisfaisants sur les critères d'oxydation.
A l'inverse, le contre-exemple 4 montre qu'en présence de molybdène mais avec une infime teneur en chrome, l'oxydation de surface ne répond pas aux 5 critères prédéfinis.
Enfin, les contre-exemples 2, 3, 8 et 11 montrent que les teneurs respectives en chrome et molybdène doivent être suffisantes.
Le tableau 2b illustre les résultats obtenus pour une composition de la tôle comportant du chrome et du molybdène dans des teneurs respectives comprises 10 entre 0,15 % et 0,55% pour le chrome et entre 0,05 % et 0,32% pour le molybdène.
Le tableau 3 illustre les résultats obtenus pour une composition de la tôle comportant du chrome et du molybdène dans des teneurs respectives comprises entre 0,30 % et 0,32 % pour le chrome et entre 0,15 % et 0,17% pour le
Sur les tableaux 1 à 4 ainsi que sur la figure 1, les résultats d'oxydation de surface sont représentés comme suit :
o oxydation nulle ou très faible : critères [1] et [2] satisfaits o oxydation faible : critères satisfaits = oxydation forte : critères non satisfaits Une oxydation nulle ou très faible permet d'obtenir une excellente tenue à la fatigue, même sur des pièces mises déformées de façon importante, c'est-à-dire présentant un taux de déformation plastique équivalent allant jusqu'à 39%, le taux de déformation plastique équivalente étant défini en tout de la pièce déformée à
partir des déformations principales El et c2, par la formule :
¨ 2 cc ¨ .\./(c12 + cl2 + E22 ) .
Le tableau 1 représente les résultats obtenus pour des compositions n'entrant pas dans le cadre de la tôle de l'invention.
Le tableau 2a représente des compositions de tôles selon l'invention et le Tableau 2b représente les résultats obtenus pour les compositions de tôles du Tableau 2a, lesquelles tôles sont destinées à être non revêtues et bobinées à
une température constante de 590 C, à l'exception de l'exemple 5.
Le tableau 3 représente les résultats obtenus pour des compositions de la tôle de l'invention, laquelle est également destinée à être non revêtue et pour des températures de bobinage variant de 526 C à 625 C.
Le tableau 4 représente les résultats obtenus pour des compositions de la tôle de l'invention, laquelle est destinée à être galvanisée et pour une température de bobinage variant de 535 C à 585 C.
Les contre-exemples 1 et 11 du tableau 1 montrent que lorsque les teneurs en chrome et en molybdène ne satisfont pas aux conditions de l'invention, les critères d'oxydation ne sont pas satisfaits.
Les contre exemples 5, 6, 7 et 9 montrent qu'en présence de chrome mais sans molybdène, l'oxydation n'est également pas admissible. Le contre-exemple illustre par ailleurs que l'ajout de nickel ne permet pas d'obtenir de résultats satisfaisants sur les critères d'oxydation.
A l'inverse, le contre-exemple 4 montre qu'en présence de molybdène mais avec une infime teneur en chrome, l'oxydation de surface ne répond pas aux 5 critères prédéfinis.
Enfin, les contre-exemples 2, 3, 8 et 11 montrent que les teneurs respectives en chrome et molybdène doivent être suffisantes.
Le tableau 2b illustre les résultats obtenus pour une composition de la tôle comportant du chrome et du molybdène dans des teneurs respectives comprises 10 entre 0,15 % et 0,55% pour le chrome et entre 0,05 % et 0,32% pour le molybdène.
Le tableau 3 illustre les résultats obtenus pour une composition de la tôle comportant du chrome et du molybdène dans des teneurs respectives comprises entre 0,30 % et 0,32 % pour le chrome et entre 0,15 % et 0,17% pour le
15 molybdène.
Et le tableau 4 illustre les résultats obtenus pour une composition de la tôle comportant du chrome et du molybdène dans des teneurs respectives comprises entre 0,31% et 0,32% pour le chrome et entre 0,15 % et 0,16% pour le molybdène. Chacun des exemples des tableaux 2, 3 et 4 répondent aux critères d'oxydation défini précédemment.
La figure 7 illustre la présence de défauts de surface pour une tôle 9 qui ne satisfait pas les critères d'oxydation précédemment définis et dont la composition comporte 0,3% de chrome et 0,02% de molybdène.
Les figures 8 et 9 illustrent l'état de surface de deux tôles 10,11 qui satisfont les critères d'oxydation et dont la composition respective comporte pour la figure 8 0,3% de chrome, et 0,093% de molybdène, et pour la figure 9 0,3% de chrome et 0,15% de molybdène.
On rappelle que le bobinage des tôles faisant l'objet des résultats présentés sur les tableaux 2 à 4 est réalisé en spires jointives à une tension minimale de bobinage de 3 tonnes-force.
Sur la figure 1, sont représentés les points expérimentaux obtenus pour des contre-exemples et des exemples à une température de bobinage de 590 C. Plus précisément, les points expérimentaux 3 correspondent aux contre-exemples du tableau 1, les points expérimentaux 4a correspondent aux exemples des tableaux
Et le tableau 4 illustre les résultats obtenus pour une composition de la tôle comportant du chrome et du molybdène dans des teneurs respectives comprises entre 0,31% et 0,32% pour le chrome et entre 0,15 % et 0,16% pour le molybdène. Chacun des exemples des tableaux 2, 3 et 4 répondent aux critères d'oxydation défini précédemment.
La figure 7 illustre la présence de défauts de surface pour une tôle 9 qui ne satisfait pas les critères d'oxydation précédemment définis et dont la composition comporte 0,3% de chrome et 0,02% de molybdène.
Les figures 8 et 9 illustrent l'état de surface de deux tôles 10,11 qui satisfont les critères d'oxydation et dont la composition respective comporte pour la figure 8 0,3% de chrome, et 0,093% de molybdène, et pour la figure 9 0,3% de chrome et 0,15% de molybdène.
On rappelle que le bobinage des tôles faisant l'objet des résultats présentés sur les tableaux 2 à 4 est réalisé en spires jointives à une tension minimale de bobinage de 3 tonnes-force.
Sur la figure 1, sont représentés les points expérimentaux obtenus pour des contre-exemples et des exemples à une température de bobinage de 590 C. Plus précisément, les points expérimentaux 3 correspondent aux contre-exemples du tableau 1, les points expérimentaux 4a correspondent aux exemples des tableaux
16 2a et 2b pour lesquels l'oxydation de surface est faible et les points expérimentaux 4b correspondent aux exemples des tableaux 2a et 2b pour lesquels l'oxydation de surface est nulle ou très faible.
Il est à noter la quasi superposition de deux points expérimentaux à 0,10%
de molybdène. Un premier point expérimental 3 correspond au contre-exemple 11 pour lequel la teneur précise en chrome est de 0,150, et un second point expérimental 4a correspond à l'exemple 11 pour lequel la teneur précise en chrome est de 0,152.
Au regard de ce qui précède, on définit ainsi que la composition de la tôle de l'invention comporte du chrome et du molybdène avec une teneur en poids en chrome qui est strictement supérieure à 0,15% et inférieure ou égale à 0,6%
lorsque la teneur en molybdène est comprise entre 0,05% et 0,11%, et une teneur en poids en chrome comprise entre 0,10% et 0,6% lorsque la teneur en molybdène est strictement supérieure à 0,11% et inférieure ou égale à 0,35%.
La teneur en molybdène est ainsi comprise entre 0,05% et 0,35% en respectant les teneurs en chrome exprimées précédemment.
De préférence, la teneur en poids en chrome est comprise entre 0,16 % et 0,55% lorsque la teneur en poids en molybdène est comprise entre 0,05% et 0,11%, et la teneur en poids en chrome est comprise entre 0,10 % et 0,55%
lorsque la teneur en poids en molybdène est comprise entre 0,11% et 0,25%.
Plus préférentiellement encore, la teneur en poids en chrome est comprise entre 0,27 % et 0,52% et la teneur en poids en molybdène est comprise entre 0,05% et 0,18%.
La microstructure de la tôle de l'invention comporte de la bainite granulaire.
La bainite granulaire se distingue de la bainite supérieure et inférieure. On se réfère ici à l'Article Characterisation and Quantification of Complex Bainitic Microstructures in High and Ultra-High Strength Steels ¨ Materials Science Forum Vol 500-501, pp 387-394 ; Nov2005 pour la définition de la bainite granulaire.
En accord avec cet article, on définit la bainite granulaire composant la microstructure de la tôle de l'invention comme présentant une proportion importante de grains adjacents fortement désorientés et une morphologie irrégulière des grains. Le pourcentage surfacique de bainite granulaire est supérieur à 70%.
Il est à noter la quasi superposition de deux points expérimentaux à 0,10%
de molybdène. Un premier point expérimental 3 correspond au contre-exemple 11 pour lequel la teneur précise en chrome est de 0,150, et un second point expérimental 4a correspond à l'exemple 11 pour lequel la teneur précise en chrome est de 0,152.
Au regard de ce qui précède, on définit ainsi que la composition de la tôle de l'invention comporte du chrome et du molybdène avec une teneur en poids en chrome qui est strictement supérieure à 0,15% et inférieure ou égale à 0,6%
lorsque la teneur en molybdène est comprise entre 0,05% et 0,11%, et une teneur en poids en chrome comprise entre 0,10% et 0,6% lorsque la teneur en molybdène est strictement supérieure à 0,11% et inférieure ou égale à 0,35%.
La teneur en molybdène est ainsi comprise entre 0,05% et 0,35% en respectant les teneurs en chrome exprimées précédemment.
De préférence, la teneur en poids en chrome est comprise entre 0,16 % et 0,55% lorsque la teneur en poids en molybdène est comprise entre 0,05% et 0,11%, et la teneur en poids en chrome est comprise entre 0,10 % et 0,55%
lorsque la teneur en poids en molybdène est comprise entre 0,11% et 0,25%.
Plus préférentiellement encore, la teneur en poids en chrome est comprise entre 0,27 % et 0,52% et la teneur en poids en molybdène est comprise entre 0,05% et 0,18%.
La microstructure de la tôle de l'invention comporte de la bainite granulaire.
La bainite granulaire se distingue de la bainite supérieure et inférieure. On se réfère ici à l'Article Characterisation and Quantification of Complex Bainitic Microstructures in High and Ultra-High Strength Steels ¨ Materials Science Forum Vol 500-501, pp 387-394 ; Nov2005 pour la définition de la bainite granulaire.
En accord avec cet article, on définit la bainite granulaire composant la microstructure de la tôle de l'invention comme présentant une proportion importante de grains adjacents fortement désorientés et une morphologie irrégulière des grains. Le pourcentage surfacique de bainite granulaire est supérieur à 70%.
17 Par ailleurs, la ferrite est présente dans une fraction surfacique n'excédant pas 20%. Le complément éventuel est constitué de bainite inférieure, de martensite et d'austénite résiduelle, la somme des teneurs en martensite et en austénite résiduelle étant inférieure à 5%.
La figure 10 représente la microstructure d'une tôle de l'invention comportant ainsi de la bainite granulaire 12, des ilots de martensite et d'austénite 13 et de la ferrite 14.
Il a été déterminé selon l'invention qu'un critère à prendre en considération pour la limite d'élasticité et la résistance maximale en traction est le titane dit efficace.
En supposant que la précipitation du titane intervienne sous forme de nitrure et compte tenu du rapport stoechiométrique de ces deux éléments dans le nitrure de titane, le titane efficace Tieff représente la quantité de titane excédentaire susceptible de précipiter sous forme de carbures. Ainsi le titane efficace se définit selon la formule Tieff = Ti - 3,42 x N, Ti étant la teneur en titane exprimée en poids, et N étant la teneur en azote exprimée en poids.
Les tableaux 2 à 4 présentent les valeurs de titane efficace pour chaque composition testée.
Les figures 3 à 6 illustrent les résultats obtenus respectivement en limite d'élasticité et en résistance maximale en traction, en fonction de la teneur en titane efficace pour différentes compositions pour lesquelles les couples des teneurs en titane et en azote varient. Les figures 3 et 5 illustrent ces propriétés dans le sens de laminage de la tôle, et les figures 4 et 6 illustrent ces propriétés dans le sens travers du laminage de la tôle Sur ces figures 3 à 6, les points expérimentaux 5,5a matérialisés par des ronds pleins correspondent à une composition pour laquelle la teneur en titane varie entre 0,071% et 0,076% et la teneur en azote varie entre 0,0070% et 0,0090%, les points expérimentaux 6,6a matérialisés par des losanges pleins correspondent à une composition pour laquelle la teneur en titane varie entre 0,087% et 0,091% et la teneur en azote varie entre 0,0060% et 0,0084%, les points expérimentaux 7,7a matérialisés par des triangles pleins correspondent à
une composition pour laquelle la teneur en titane varie entre 0,088% et 0,092%, et la teneur en azote varie entre 0,0073% et 0,0081%, et les points expérimentaux 8,8a matérialisés par des carrés pleins correspondent à une composition pour
La figure 10 représente la microstructure d'une tôle de l'invention comportant ainsi de la bainite granulaire 12, des ilots de martensite et d'austénite 13 et de la ferrite 14.
Il a été déterminé selon l'invention qu'un critère à prendre en considération pour la limite d'élasticité et la résistance maximale en traction est le titane dit efficace.
En supposant que la précipitation du titane intervienne sous forme de nitrure et compte tenu du rapport stoechiométrique de ces deux éléments dans le nitrure de titane, le titane efficace Tieff représente la quantité de titane excédentaire susceptible de précipiter sous forme de carbures. Ainsi le titane efficace se définit selon la formule Tieff = Ti - 3,42 x N, Ti étant la teneur en titane exprimée en poids, et N étant la teneur en azote exprimée en poids.
Les tableaux 2 à 4 présentent les valeurs de titane efficace pour chaque composition testée.
Les figures 3 à 6 illustrent les résultats obtenus respectivement en limite d'élasticité et en résistance maximale en traction, en fonction de la teneur en titane efficace pour différentes compositions pour lesquelles les couples des teneurs en titane et en azote varient. Les figures 3 et 5 illustrent ces propriétés dans le sens de laminage de la tôle, et les figures 4 et 6 illustrent ces propriétés dans le sens travers du laminage de la tôle Sur ces figures 3 à 6, les points expérimentaux 5,5a matérialisés par des ronds pleins correspondent à une composition pour laquelle la teneur en titane varie entre 0,071% et 0,076% et la teneur en azote varie entre 0,0070% et 0,0090%, les points expérimentaux 6,6a matérialisés par des losanges pleins correspondent à une composition pour laquelle la teneur en titane varie entre 0,087% et 0,091% et la teneur en azote varie entre 0,0060% et 0,0084%, les points expérimentaux 7,7a matérialisés par des triangles pleins correspondent à
une composition pour laquelle la teneur en titane varie entre 0,088% et 0,092%, et la teneur en azote varie entre 0,0073% et 0,0081%, et les points expérimentaux 8,8a matérialisés par des carrés pleins correspondent à une composition pour
18 laquelle la teneur en titane varie entre 0,098% et 0,104% et la teneur en azote varie entre 0,0048% et 0,0070%.
On constate au regard de ces figures que c'est bien le titane efficace qu'il faut considérer.
Plus précisément, dans le sens de laminage (figures 3 et 5), les critères en limite d'élasticité et en résistance maximale en traction sont respectés pour une teneur en titane efficace variant entre 0,055% et 0,095%. Dans le sens travers du laminage (figures 4 et 6), les critères en limite d'élasticité et en résistance maximale en traction sont respectés pour une teneur en titane efficace variant io entre 0,040% et 0,070%.
On définit ainsi que la composition peut comporter une teneur en titane efficace variant entre 0,040% et 0,095%, de préférence entre 0,055% et 0,070%
où les critères sont respectés à la fois dans le sens de laminage et en sens travers.
L'avantage présenté par la considération du titane efficace réside notamment dans la possibilité d'utiliser une teneur haute en azote pour éviter de limiter la teneur en azote ce qui est contraignant pour le procédé
d'élaboration de la tôle.
Le procédé de fabrication d'une tôle d'acier précédemment définie comprend les étapes suivantes :
On approvisionne sous forme de métal liquide un acier dont la composition consiste, les teneurs étant exprimées en poids:
0,04% 5 C 5 0,08%
1,2% 5 Mn É 1,9%
0,1% Si 0,3%
0,07% 5 Ti 5 0,125%
0,05% 5 MoÉ 0,35%
0,15% < Cr5 0,6% lorsque 0,05% 5 Mo5 0,11%, ou 0,10% É Cr5 0,6% lorsque 0,11% < Mo5 0,35%
Nb 5 0,045%
0,005% 5 Al 5 0,1%
0,002% É N 5 0,01%
S 5 0,004%
P<0,020
On constate au regard de ces figures que c'est bien le titane efficace qu'il faut considérer.
Plus précisément, dans le sens de laminage (figures 3 et 5), les critères en limite d'élasticité et en résistance maximale en traction sont respectés pour une teneur en titane efficace variant entre 0,055% et 0,095%. Dans le sens travers du laminage (figures 4 et 6), les critères en limite d'élasticité et en résistance maximale en traction sont respectés pour une teneur en titane efficace variant io entre 0,040% et 0,070%.
On définit ainsi que la composition peut comporter une teneur en titane efficace variant entre 0,040% et 0,095%, de préférence entre 0,055% et 0,070%
où les critères sont respectés à la fois dans le sens de laminage et en sens travers.
L'avantage présenté par la considération du titane efficace réside notamment dans la possibilité d'utiliser une teneur haute en azote pour éviter de limiter la teneur en azote ce qui est contraignant pour le procédé
d'élaboration de la tôle.
Le procédé de fabrication d'une tôle d'acier précédemment définie comprend les étapes suivantes :
On approvisionne sous forme de métal liquide un acier dont la composition consiste, les teneurs étant exprimées en poids:
0,04% 5 C 5 0,08%
1,2% 5 Mn É 1,9%
0,1% Si 0,3%
0,07% 5 Ti 5 0,125%
0,05% 5 MoÉ 0,35%
0,15% < Cr5 0,6% lorsque 0,05% 5 Mo5 0,11%, ou 0,10% É Cr5 0,6% lorsque 0,11% < Mo5 0,35%
Nb 5 0,045%
0,005% 5 Al 5 0,1%
0,002% É N 5 0,01%
S 5 0,004%
P<0,020
19 et optionnellement 0,001% 5 V .5 0,2%
le reste étant constitué de fer et d'impuretés inévitables, Dans le métal liquide contenant une teneur en azote [N] dissous, on ajoute le titane [Ti] de façon que les quantités de titane [Ti] et d'azote [N]
dissoutes dans le métal liquide satisfassent à %[Ti] %[N] <6.10 %2.
On effectue ensuite sur le métal liquide soit un traitement sous vide, soit un traitement au silico- calcium (SiCa), auquel cas il sera prévu que la composition comprend en outre en teneur en poids en 0,0005 5 Ca 5 0,005%.
Dans ces conditions, les nitrures de titane ne précipitent pas précocement sous forme grossière dans le métal liquide, ce qui aurait pour effet de réduire l'aptitude à l'expansion de trou. La précipitation du titane intervient à plus basse température sous forme de carbonitrures fins répartis uniformément. Cette précipitation fine contribue au durcissement et à l'affinement de la microstructure.
Puis on coule l'acier pour obtenir un demi-produit coulé. Ceci peut se faire préférentiellement par coulée continue. Très préférentiellement, la coulée peut être réalisée entre cylindres contra-rotatifs pour obtenir un demi-produit coulé
sous forme de brames minces ou de bandes minces. En effet, ces modes de coulée conduisent à une diminution de la taille des précipités, favorables à
l'expansion de trou sur le produit obtenu à l'état final.
Le demi-produit obtenu est ensuite réchauffé à une température comprise entre 1160 et 1300 C. En deçà de 1160 C, la résistance mécanique en traction visée de 780 MPa n'est pas atteinte. Naturellement, dans le cas d'une coulée directe de brames minces, l'étape de laminage à chaud des demi produits débutant à plus de 1160 C peut se faire directement après coulée, c'est à dire sans refroidissement du demi produit jusqu'à température ambiante, et donc sans qu'il ne soit nécessaire d'effectuer une étape de réchauffage. Puis, on lamine à
chaud ledit demi-produit coulé avec une température de fin de laminage comprise entre 880 et 930 C, le taux de réduction de l'avant dernière passe étant inférieure à 0,25, le taux de la dernière passe étant inférieure à 0,15, la somme des deux taux de réduction étant inférieure à 0,37, la température de début de laminage de l'avant dernière passe étant inférieure à 960 C, de façon à obtenir un produit laminé à chaud.
On lamine donc au cours des deux dernières passes à une température inférieure à la température de non recristallisation, ce qui empêche la recristallisation de l'austénite. On vise ainsi à ne pas provoquer une déformation excessive de l'austénite lors de ces deux dernières passes.
Ces conditions permettent de créer un grain le plus équiaxe possible afin de satisfaire les exigences relatives au rapport d'expansion de trou Ac%.
Après laminage, on refroidit le produit laminé à chaud à une vitesse comprise entre 20 et 150 C/s, de préférence comprise entre 50 et 150 C/s, de façon à obtenir une tôle d'acier laminé à chaud.
Enfin, on bobine la tôle obtenue à une température comprise entre 525 et 635 C.
Dans le cas de la fabrication d'une tôle non revêtue et en référence aux tableaux 2 et 3, la température de bobinage sera comprise entre 525 et 635 C
afin que la précipitation soit la plus dense et la plus durcissante possible ce qui permet de satisfaire à une résistance mécanique en traction supérieure à 780 MPa en sens long comme en sens travers. Conformément aux résultats présentés dans ces tableaux, ces températures de bobinage permettent d'obtenir une tôle pour laquelle le critère d'oxydation est satisfait.
En référence au tableau 3, on remarque que l'augmentation de la température de bobinage (exemples 26 et 28) engendre des défauts dus à
l'oxydation absents pour des températures de bobinage plus faible. Néanmoins, la
le reste étant constitué de fer et d'impuretés inévitables, Dans le métal liquide contenant une teneur en azote [N] dissous, on ajoute le titane [Ti] de façon que les quantités de titane [Ti] et d'azote [N]
dissoutes dans le métal liquide satisfassent à %[Ti] %[N] <6.10 %2.
On effectue ensuite sur le métal liquide soit un traitement sous vide, soit un traitement au silico- calcium (SiCa), auquel cas il sera prévu que la composition comprend en outre en teneur en poids en 0,0005 5 Ca 5 0,005%.
Dans ces conditions, les nitrures de titane ne précipitent pas précocement sous forme grossière dans le métal liquide, ce qui aurait pour effet de réduire l'aptitude à l'expansion de trou. La précipitation du titane intervient à plus basse température sous forme de carbonitrures fins répartis uniformément. Cette précipitation fine contribue au durcissement et à l'affinement de la microstructure.
Puis on coule l'acier pour obtenir un demi-produit coulé. Ceci peut se faire préférentiellement par coulée continue. Très préférentiellement, la coulée peut être réalisée entre cylindres contra-rotatifs pour obtenir un demi-produit coulé
sous forme de brames minces ou de bandes minces. En effet, ces modes de coulée conduisent à une diminution de la taille des précipités, favorables à
l'expansion de trou sur le produit obtenu à l'état final.
Le demi-produit obtenu est ensuite réchauffé à une température comprise entre 1160 et 1300 C. En deçà de 1160 C, la résistance mécanique en traction visée de 780 MPa n'est pas atteinte. Naturellement, dans le cas d'une coulée directe de brames minces, l'étape de laminage à chaud des demi produits débutant à plus de 1160 C peut se faire directement après coulée, c'est à dire sans refroidissement du demi produit jusqu'à température ambiante, et donc sans qu'il ne soit nécessaire d'effectuer une étape de réchauffage. Puis, on lamine à
chaud ledit demi-produit coulé avec une température de fin de laminage comprise entre 880 et 930 C, le taux de réduction de l'avant dernière passe étant inférieure à 0,25, le taux de la dernière passe étant inférieure à 0,15, la somme des deux taux de réduction étant inférieure à 0,37, la température de début de laminage de l'avant dernière passe étant inférieure à 960 C, de façon à obtenir un produit laminé à chaud.
On lamine donc au cours des deux dernières passes à une température inférieure à la température de non recristallisation, ce qui empêche la recristallisation de l'austénite. On vise ainsi à ne pas provoquer une déformation excessive de l'austénite lors de ces deux dernières passes.
Ces conditions permettent de créer un grain le plus équiaxe possible afin de satisfaire les exigences relatives au rapport d'expansion de trou Ac%.
Après laminage, on refroidit le produit laminé à chaud à une vitesse comprise entre 20 et 150 C/s, de préférence comprise entre 50 et 150 C/s, de façon à obtenir une tôle d'acier laminé à chaud.
Enfin, on bobine la tôle obtenue à une température comprise entre 525 et 635 C.
Dans le cas de la fabrication d'une tôle non revêtue et en référence aux tableaux 2 et 3, la température de bobinage sera comprise entre 525 et 635 C
afin que la précipitation soit la plus dense et la plus durcissante possible ce qui permet de satisfaire à une résistance mécanique en traction supérieure à 780 MPa en sens long comme en sens travers. Conformément aux résultats présentés dans ces tableaux, ces températures de bobinage permettent d'obtenir une tôle pour laquelle le critère d'oxydation est satisfait.
En référence au tableau 3, on remarque que l'augmentation de la température de bobinage (exemples 26 et 28) engendre des défauts dus à
l'oxydation absents pour des températures de bobinage plus faible. Néanmoins, la
20 composition de la tôle de l'invention permet de pouvoir bobiner à des hautes températures tout en respectant le critère d'oxydation.
Dans le cas de la fabrication d'une tôle destinée à être soumise à une opération de galvanisation et en référence au tableau 4, la température de bobinage sera comprise entre 530 et 600 C et ce, quelle que soit la direction souhaitée des propriétés dans le sens de laminage ou en sens travers et afin de compenser la précipitation complémentaire intervenant lors du traitement de réchauffage associé à l'opération de galvanisation. Conformément aux résultats présentés dans ce tableau, ces températures de bobinage permettent d'obtenir une tôle pour laquelle le critère d'oxydation est satisfait.
Dans ce dernier cas, la tôle bobinée sera ensuite décapée selon une technique conventionnelle bien connue en elle-même, puis réchauffée à une température comprise entre 550 et 750 C. La tôle sera alors refroidie à une vitesse comprise entre 5 et 20 C/s, puis revêtue de zinc dans un bain de zinc adapté.
Dans le cas de la fabrication d'une tôle destinée à être soumise à une opération de galvanisation et en référence au tableau 4, la température de bobinage sera comprise entre 530 et 600 C et ce, quelle que soit la direction souhaitée des propriétés dans le sens de laminage ou en sens travers et afin de compenser la précipitation complémentaire intervenant lors du traitement de réchauffage associé à l'opération de galvanisation. Conformément aux résultats présentés dans ce tableau, ces températures de bobinage permettent d'obtenir une tôle pour laquelle le critère d'oxydation est satisfait.
Dans ce dernier cas, la tôle bobinée sera ensuite décapée selon une technique conventionnelle bien connue en elle-même, puis réchauffée à une température comprise entre 550 et 750 C. La tôle sera alors refroidie à une vitesse comprise entre 5 et 20 C/s, puis revêtue de zinc dans un bain de zinc adapté.
21 Toutes les tôles d'acier selon l'invention ont été laminées avec un taux de réduction inférieur de 0,15 dans l'avant-dernière passe de laminage, et un taux de réduction inférieur à 0,07 dans la dernière passe de laminage, la déformation cumulée lors de ces deux passes étant inférieure à 0,37. A l'issue du laminage à
chaud, on obtient donc une austénite peu déformée.
Ainsi, l'invention permet de mettre à disposition des tôles d'acier présentant des caractéristiques mécaniques de traction élevées et une bonne aptitude à la mise en forme par emboutissage. Les pièces embouties fabriquées à partir de ces tôles présentent une grande résistance à la fatigue en raison de la minimisation io ou de l'absence de défauts superficiels après emboutissage.
chaud, on obtient donc une austénite peu déformée.
Ainsi, l'invention permet de mettre à disposition des tôles d'acier présentant des caractéristiques mécaniques de traction élevées et une bonne aptitude à la mise en forme par emboutissage. Les pièces embouties fabriquées à partir de ces tôles présentent une grande résistance à la fatigue en raison de la minimisation io ou de l'absence de défauts superficiels après emboutissage.
22 Composition chimique (en %) -C Mn Si Al Cr Mo Nb Ti Ni P S N Tieff 0 I.) Contre-Exemple 1 0,049 1,64 0,21 0,03 0 0 0,041 0,112 - - 0,003 0,004 0 ,097 ID
Contre-Exemple 2 0,062 1,59 0,24 0,08 0,29 0 005 0,031 0,109 - 0,015 0,002 0,007 0,085 Contre-Exemple 3 0,060 1,58 0,23 0,04 0,29 0 026 0,031 0,114 - 0,015 0,001 0,006 0,093 Contre-Exemple 4 0,069 1,86 0,24 0,03 0,003 0,15 0,024 0,102 - 0,020 0,001 0,005 0,085 4 Contre-Exemple 5 0,053 1,30 0,21 _ 0,04 0 15 0 0,030 0,105 - 0,014 0,002 0,006 0,084 '--Contre-Exemple 6 0,054 1,63 0,21 0,04 0,30 0 0,031 0,105 - 0,014 0,002 0,006 0,084 Contre-Exemple 7 0,055 1,65 0,24 0,04 0,61 0 0,031 0,080 - 0,017 0,001 0,006 0,059 Contre-Exemple 8 0,067 1,59 0,24 0,04 0 15 0,10 0,028 0,115 - 0,009 0,001 0,006 0,094 Contre-Exemple 9 0,065 1,61 0,24 0,04 0,33 0 0,031 0,123 0,230 0,013 - 0,008 0,095 Contre-Exemple 10 0,053 1,78 0,22 0,02 0 0 0,030 0,105 - 0,012 0,001 0,006 0,084 Contre-Exemple 11 0,050 1,46 0,24 0,04 0 152 0,05 0,030 0,089 - 0,012 0,002 0,008 NA
Résistance Expansion Critère Température Limite maximale Allongement P
de trou Ac d'oxydation en de bobinage d'élasticité total à (Méthode coeur de Légende du critère d'oxydation r?
en traction u, ( C) Re (Mpa) Rm (mpa) rupture (%) iso) (%) bobine .
1,.à
=
oxydation nulle ou très faible : r., Contre-Exemple 1 590 816,5 821 14,8 66,47 critère satisfait , -, , oxydation faible : critère =
0 , , Contre-Exemple 2 590 785 814 , 17,2 NA
satisfait , , =
= oxydation forte : critère non Contre-Exemple 3 590 810 835 16,8 NA
satisfait Contre-Exemple 4 590 NA NA NA NA =
Contre-Exemple 5 590 747 778 17,4 53 =
Contre-Exemple 6 590 768 797 17,5 49 =
Contre-Exemple 7 590 NA NA NA NA =
Contre-Exemple 8 590 854 877 14,3 , NA =
so Contre-Exemple 9 590 829 849 15,9 NA =
n .3 Contre-Exemple 10 590 764 786 15,5 72 =
Contre-Exemple 11 590 703 748 16,5 NA *
I.) ID
NA: non déterminé - 1 Valeur précise : 0,150 - 2 Valeur précise : 0,150 --, un ô
ID
--, --, Tableau 1 : Conditions d'essais et résultats obtenus pour des conditions ne correspondant pas à l'invention ui ,.,D
Contre-Exemple 2 0,062 1,59 0,24 0,08 0,29 0 005 0,031 0,109 - 0,015 0,002 0,007 0,085 Contre-Exemple 3 0,060 1,58 0,23 0,04 0,29 0 026 0,031 0,114 - 0,015 0,001 0,006 0,093 Contre-Exemple 4 0,069 1,86 0,24 0,03 0,003 0,15 0,024 0,102 - 0,020 0,001 0,005 0,085 4 Contre-Exemple 5 0,053 1,30 0,21 _ 0,04 0 15 0 0,030 0,105 - 0,014 0,002 0,006 0,084 '--Contre-Exemple 6 0,054 1,63 0,21 0,04 0,30 0 0,031 0,105 - 0,014 0,002 0,006 0,084 Contre-Exemple 7 0,055 1,65 0,24 0,04 0,61 0 0,031 0,080 - 0,017 0,001 0,006 0,059 Contre-Exemple 8 0,067 1,59 0,24 0,04 0 15 0,10 0,028 0,115 - 0,009 0,001 0,006 0,094 Contre-Exemple 9 0,065 1,61 0,24 0,04 0,33 0 0,031 0,123 0,230 0,013 - 0,008 0,095 Contre-Exemple 10 0,053 1,78 0,22 0,02 0 0 0,030 0,105 - 0,012 0,001 0,006 0,084 Contre-Exemple 11 0,050 1,46 0,24 0,04 0 152 0,05 0,030 0,089 - 0,012 0,002 0,008 NA
Résistance Expansion Critère Température Limite maximale Allongement P
de trou Ac d'oxydation en de bobinage d'élasticité total à (Méthode coeur de Légende du critère d'oxydation r?
en traction u, ( C) Re (Mpa) Rm (mpa) rupture (%) iso) (%) bobine .
1,.à
=
oxydation nulle ou très faible : r., Contre-Exemple 1 590 816,5 821 14,8 66,47 critère satisfait , -, , oxydation faible : critère =
0 , , Contre-Exemple 2 590 785 814 , 17,2 NA
satisfait , , =
= oxydation forte : critère non Contre-Exemple 3 590 810 835 16,8 NA
satisfait Contre-Exemple 4 590 NA NA NA NA =
Contre-Exemple 5 590 747 778 17,4 53 =
Contre-Exemple 6 590 768 797 17,5 49 =
Contre-Exemple 7 590 NA NA NA NA =
Contre-Exemple 8 590 854 877 14,3 , NA =
so Contre-Exemple 9 590 829 849 15,9 NA =
n .3 Contre-Exemple 10 590 764 786 15,5 72 =
Contre-Exemple 11 590 703 748 16,5 NA *
I.) ID
NA: non déterminé - 1 Valeur précise : 0,150 - 2 Valeur précise : 0,150 --, un ô
ID
--, --, Tableau 1 : Conditions d'essais et résultats obtenus pour des conditions ne correspondant pas à l'invention ui ,.,D
23 Composition chimique (en %) C Mn Si Al Cr Mo Nb Ti P S N Tieff Exemple 1 0,06 1,6 0,2 0,06 0,29 0,09 0,031 0,110 0,015 0,002 0,007 0,086 0 I.) Exemple 2 0,06 1,6 0,2 0,04 0,29 0,05 0,034 0,115 0,015 0,001 0,006 0,094 =
,-, Exemple 3 0,06 1,6 0,2 0,04 0,29 0,11 0,034 0,111 0,015 0,001 0,006 0,090 -a-, Exemple 4 0,06 1,5 0,2 0,06 0,38 0,15 0,026 0,100 0,017 0,001 0,006 0,078 u, ce Exemple 5 0,07 1,5 0,2 0,04 0,30 0,16 0,030 0,100 0,016 0,001 0,005 0,083 ,-, Exemple 6 0,06 1,5 0,3 0,03 0,41 0,11 0,033 0,093 0,017 0,002 0,009 0,063 Exemple 7 0,06 1,5 0,3 0,03 0,51 0,11 0,033 0,094 0,017 0,002 0,01 0,059 Exemple 8 0,06 1,5 0,2 0,05 0,28 0,15 0 0,098 0,017 - 0,001 0,003 0,087 Exemple 9 0,080 1,61 0,23 0,04 0,15 0,15 0,028 0,113 _ 0,012 0,001 0,006 0,092 Exemple 10 0,06 1,5 0,21 0,05 0,47 0,15 0,030 0,074 0,015 0,002 0,008 0,047 Exemple 11 0,05 1,5 0,24 0,04 0,151 0,10 0,030 0,089 0,012 0,002 0,007 0,065 Exemple 12 0,05 1,5 0,24 0,04 0,15 0,25 _ 0,030 _ 0,094 0,013 0,002 0,008 0,066 Exemple 13 0,05 1,5 0,24 0,04 0,30 0,25 0,030 0,092 0,012 0,002 0,008 0,064 P
_Exemple 14 0,05 1,5 0,25 0,04 0,21 0,06 0,033 0,087 0,012 0,001 - 0,063 -Exemple 152 0,05. 1,5 0,25 0,04 0,21 0,09 0,033 0,087 0,012 0,001 - 0,063 Exemple 16 0,05. 1,5 0,25 0,04 0,21 0,15 0,032 0,088 0,012 0,001 - 0,064 c, , Exemple 17 0,05 _ 1,5 0,25 0,04 0,21 0,32 0,033 0,089 0,013 0,001 - 0,065 , , I -D' Exemple 182 0,05 1,5 0,25 0,04 0,25 0,15 0,032 0,088 0,012 0,002 0,008 0,060 , , , Exemple 19 0,05 1,4 0,25 0,03 0,30 0,20 0,032 0,089 0,013 0,002 0,008 0,061 Exemple 20 0,05 1,5 0,25 0,04 0,55 0,05 0,030 0,089 0,012 0,002 0,009 0,058 Exemple 21 0,05 1,5 0,25 0,04 0,54 0,11 0,030 0,087 0,012 0,002 0,008 0,059 Exemple 22 0,05 1,4 0,24 0,03 0,16 0,20 0,030 0,088 0,013 0,002 0,008 0,060 Exemple 23 0,05 1,4 0,24 0,03 0,19 0,20 , 0,030 0,088 0,013 0,002 0,008. 0,060 Exemple 24 0,05 1,4 0,24 0,04 0,39 0,24 0,030 _ 0,087 0,012 0,002 0,008 0,059 Exemple 25 0,05 1,5 0,24 - 0,04 0,53 0,26 0,030 0,088 0,012 0,002 0,008 0,060 so n Valeur précise : 0,152 - 2 Contient également du vanadium V=0,005%
Tableau 2a: Compositions de tôles selon l'invention 1..
ui -a-, ui ,.,D
,-, Exemple 3 0,06 1,6 0,2 0,04 0,29 0,11 0,034 0,111 0,015 0,001 0,006 0,090 -a-, Exemple 4 0,06 1,5 0,2 0,06 0,38 0,15 0,026 0,100 0,017 0,001 0,006 0,078 u, ce Exemple 5 0,07 1,5 0,2 0,04 0,30 0,16 0,030 0,100 0,016 0,001 0,005 0,083 ,-, Exemple 6 0,06 1,5 0,3 0,03 0,41 0,11 0,033 0,093 0,017 0,002 0,009 0,063 Exemple 7 0,06 1,5 0,3 0,03 0,51 0,11 0,033 0,094 0,017 0,002 0,01 0,059 Exemple 8 0,06 1,5 0,2 0,05 0,28 0,15 0 0,098 0,017 - 0,001 0,003 0,087 Exemple 9 0,080 1,61 0,23 0,04 0,15 0,15 0,028 0,113 _ 0,012 0,001 0,006 0,092 Exemple 10 0,06 1,5 0,21 0,05 0,47 0,15 0,030 0,074 0,015 0,002 0,008 0,047 Exemple 11 0,05 1,5 0,24 0,04 0,151 0,10 0,030 0,089 0,012 0,002 0,007 0,065 Exemple 12 0,05 1,5 0,24 0,04 0,15 0,25 _ 0,030 _ 0,094 0,013 0,002 0,008 0,066 Exemple 13 0,05 1,5 0,24 0,04 0,30 0,25 0,030 0,092 0,012 0,002 0,008 0,064 P
_Exemple 14 0,05 1,5 0,25 0,04 0,21 0,06 0,033 0,087 0,012 0,001 - 0,063 -Exemple 152 0,05. 1,5 0,25 0,04 0,21 0,09 0,033 0,087 0,012 0,001 - 0,063 Exemple 16 0,05. 1,5 0,25 0,04 0,21 0,15 0,032 0,088 0,012 0,001 - 0,064 c, , Exemple 17 0,05 _ 1,5 0,25 0,04 0,21 0,32 0,033 0,089 0,013 0,001 - 0,065 , , I -D' Exemple 182 0,05 1,5 0,25 0,04 0,25 0,15 0,032 0,088 0,012 0,002 0,008 0,060 , , , Exemple 19 0,05 1,4 0,25 0,03 0,30 0,20 0,032 0,089 0,013 0,002 0,008 0,061 Exemple 20 0,05 1,5 0,25 0,04 0,55 0,05 0,030 0,089 0,012 0,002 0,009 0,058 Exemple 21 0,05 1,5 0,25 0,04 0,54 0,11 0,030 0,087 0,012 0,002 0,008 0,059 Exemple 22 0,05 1,4 0,24 0,03 0,16 0,20 0,030 0,088 0,013 0,002 0,008 0,060 Exemple 23 0,05 1,4 0,24 0,03 0,19 0,20 , 0,030 0,088 0,013 0,002 0,008. 0,060 Exemple 24 0,05 1,4 0,24 0,04 0,39 0,24 0,030 _ 0,087 0,012 0,002 0,008 0,059 Exemple 25 0,05 1,5 0,24 - 0,04 0,53 0,26 0,030 0,088 0,012 0,002 0,008 0,060 so n Valeur précise : 0,152 - 2 Contient également du vanadium V=0,005%
Tableau 2a: Compositions de tôles selon l'invention 1..
ui -a-, ui ,.,D
24 Résistance Expansion de Critère Température de Limite Allongement maximale en trou Ac d'oxydation en bobinage d'élasticité Re traction Rm total à rupture (Méthode ISO) coeur de Légende du critère d'oxydation 0 ( C) (Mpa) (1\APa) (%) (%) bobine I.) ID
--, o, Exemple 1 590 808 841 15,8 NA 0 0 oxydation nulle ou très faible : critère satisfait ,--E-, Exemple 2 590 820 848 15,9 NA 0 0 oxydation faible : critère satisfait o uh ce Exemple 3 590 823 854 15 NA 0 = oxydation forte : critère non satisfait ,-, Exemple 4 590 792 832 16,5 58 0 Exemple 5 595 810 893 13,3 59 0 * : valeur estimée Exemple 6 590 766 801 15,6 NA 0 NA: non déterminé
Exemple 7 590 761 798 17,8 NA 0 Exemple 8 590 787 818 15,2 71 0 Exemple 9 590 823* 854 15,9 NA 0 Exemple 10 590 796 834 15,2 56 0 P
Exemple 11 590 711 801* 17,1 NA 0 .
,, Exemple 12 590 768 809 16,9 NA 0 .
Exemple 13 590 781 825 16,2 NA 0 =P
rv o Exemple 14 590 721 807* 17,8 NA 0 , , , .
Exemple 15 590 746 781 17,0 NA 0 , Exemple 16 590 754 787 16,0 NA 0 Exemple 17 590 751 788 16,9 NA 0 Exemple 18 590 759 793 19,0 NA 0 Exemple 19 590 770 805 17,7 NA 0 Exemple 20 590 721 814* 16,9 NA 0 Exemple 21 590 744 789 17,6 NA 0 so n Exemple 22 590 757 799 16,5 NA 0 Exemple 23 590 764 802 17,5 NA o ,..
Exemple 24 590 796 837 16,5 NA
uh Exemple 25 590 760 822 15,8 NA 0 ô
ID
,-, ,-, Tableau 2b: Conditions d'essais et résultats obtenus pour les compositions de tôles selon l'invention du Tableau 2a bobinées à ui 590 C et non revêtues
--, o, Exemple 1 590 808 841 15,8 NA 0 0 oxydation nulle ou très faible : critère satisfait ,--E-, Exemple 2 590 820 848 15,9 NA 0 0 oxydation faible : critère satisfait o uh ce Exemple 3 590 823 854 15 NA 0 = oxydation forte : critère non satisfait ,-, Exemple 4 590 792 832 16,5 58 0 Exemple 5 595 810 893 13,3 59 0 * : valeur estimée Exemple 6 590 766 801 15,6 NA 0 NA: non déterminé
Exemple 7 590 761 798 17,8 NA 0 Exemple 8 590 787 818 15,2 71 0 Exemple 9 590 823* 854 15,9 NA 0 Exemple 10 590 796 834 15,2 56 0 P
Exemple 11 590 711 801* 17,1 NA 0 .
,, Exemple 12 590 768 809 16,9 NA 0 .
Exemple 13 590 781 825 16,2 NA 0 =P
rv o Exemple 14 590 721 807* 17,8 NA 0 , , , .
Exemple 15 590 746 781 17,0 NA 0 , Exemple 16 590 754 787 16,0 NA 0 Exemple 17 590 751 788 16,9 NA 0 Exemple 18 590 759 793 19,0 NA 0 Exemple 19 590 770 805 17,7 NA 0 Exemple 20 590 721 814* 16,9 NA 0 Exemple 21 590 744 789 17,6 NA 0 so n Exemple 22 590 757 799 16,5 NA 0 Exemple 23 590 764 802 17,5 NA o ,..
Exemple 24 590 796 837 16,5 NA
uh Exemple 25 590 760 822 15,8 NA 0 ô
ID
,-, ,-, Tableau 2b: Conditions d'essais et résultats obtenus pour les compositions de tôles selon l'invention du Tableau 2a bobinées à ui 590 C et non revêtues
25 n.) ID
Composition chimique (en %) --, er C , Mn Si Al Cr Mo Nb Ti P S N Tieff Exemple 26 0,059 1,54 0,23 0,04 0,31 0,16 0,030 0,093 0,013 0,001 0,007 0,067 un oe --, Exemple 27 0,060 1,53 0,23 0,04 0,31 0,15 0,030 0,088 0,012 0,001 0,007 0,063 --, Exemple 28 0,065 1,48 0,20 0,04 0,31 0,17 0,029 0,101 0,016 0,001 0,007 0,078 _ Exemple 29 0,065 1,50 0,21 0,04 0,30 0,16 0,029 0,102 0,016 0,001 0,005 0,085 Exemple 30 0,064 1,49 0,20 0,04 0,30 0,16 0,030 0,104 0,016 0,001 0,005 0,087 Exemple 31 0,057 1,52 0,25 0,04 0,32 0,15 0,032 0,087 0,018 0,001 0,009 0,057 _ Exemple 32 0,062 1,46 0,22 0,06 0,32 0,16 0,030 0,074 0,015 0,002 0,008 0,047 Résistance Expansion Critère Limite i Allongement Température d'élasticité maximale total à de trou Ac d'oxydation Légende du critère d'oxydation de bobinage en traction (Méthode en coeur Re (Mpa) rupture (%) p Rm (Mpa) ISO) (%) de bobine ._ r., oxydation nulle ou très faible : critère u, Exemple 26 737 836 22,7 satisfait _ r.) ,..
-Exemple 27 585 695 829 15,2 72 0 0 oxydation faible : critère satisfait N) -.
Exemple 28 625 772 852 18,8 55 0 , .., , * : mesures effectuées dans le sens o , Exemple 29 802 876 17,7 53 travers du laminage , , , Exemple 30 565 752 857 17,4 53 0 NA: non déterminé
Exemple 31 535 732 846 15,5 NA 0 Exemple 32 526 720* 792* 17,3* 71,3 o Tableau 3 : Conditions d'essais et résultats obtenus pour des compositions de tôles selon l'invention non revêtues, bobinées à une température variant entre 526 et 625 C
so n ,..
--i,--, --,.,
Composition chimique (en %) --, er C , Mn Si Al Cr Mo Nb Ti P S N Tieff Exemple 26 0,059 1,54 0,23 0,04 0,31 0,16 0,030 0,093 0,013 0,001 0,007 0,067 un oe --, Exemple 27 0,060 1,53 0,23 0,04 0,31 0,15 0,030 0,088 0,012 0,001 0,007 0,063 --, Exemple 28 0,065 1,48 0,20 0,04 0,31 0,17 0,029 0,101 0,016 0,001 0,007 0,078 _ Exemple 29 0,065 1,50 0,21 0,04 0,30 0,16 0,029 0,102 0,016 0,001 0,005 0,085 Exemple 30 0,064 1,49 0,20 0,04 0,30 0,16 0,030 0,104 0,016 0,001 0,005 0,087 Exemple 31 0,057 1,52 0,25 0,04 0,32 0,15 0,032 0,087 0,018 0,001 0,009 0,057 _ Exemple 32 0,062 1,46 0,22 0,06 0,32 0,16 0,030 0,074 0,015 0,002 0,008 0,047 Résistance Expansion Critère Limite i Allongement Température d'élasticité maximale total à de trou Ac d'oxydation Légende du critère d'oxydation de bobinage en traction (Méthode en coeur Re (Mpa) rupture (%) p Rm (Mpa) ISO) (%) de bobine ._ r., oxydation nulle ou très faible : critère u, Exemple 26 737 836 22,7 satisfait _ r.) ,..
-Exemple 27 585 695 829 15,2 72 0 0 oxydation faible : critère satisfait N) -.
Exemple 28 625 772 852 18,8 55 0 , .., , * : mesures effectuées dans le sens o , Exemple 29 802 876 17,7 53 travers du laminage , , , Exemple 30 565 752 857 17,4 53 0 NA: non déterminé
Exemple 31 535 732 846 15,5 NA 0 Exemple 32 526 720* 792* 17,3* 71,3 o Tableau 3 : Conditions d'essais et résultats obtenus pour des compositions de tôles selon l'invention non revêtues, bobinées à une température variant entre 526 et 625 C
so n ,..
--i,--, --,.,
26 Composition chimique (en %, _ C Mn Si Al Cr Mo Nb Ti P S N Tieff 0 Exemple 33 0,06 1,54 0,23 0,04 0,32 0,16 0,029 0,093 0,011 0,001 0,007 0,067 I.) ID
--, Exemple 34 0,06 1,54 0,23 0,04 0,31 0,16 0,029 0,093 0,011 0,001 0,007 0,070 o, ô
Exemple 35 0,06 1,53 0,23 0,04 0,31 0,16 0,029 0,093 0,012 0,001 0,007 0,069 ID
un ce Exemple 36 0,06 1,54 0,23 0,03 0,31 0,15 0,030 0,091 0,012 0,001 0,007 0,065 --, --, Résistance Expansion Critère Température Limite Allongement maximale de trou Ac d'oxydation de bobinage d'élasticité
en traction total à (Méthode en coeur de Légende du critère d'oxydation ( C) Re (Mpa) Rm (mpa) rupture (%) iso) (%, ) bobine oxydation nulle ou très faible :
Exemple 33 565 805 839 14,9 63 0 critère satisfait , oxydation faible : critère Exemple 34 535 811 850 13,5 48 0 satisfait P
oxydation forte : critère non Exemple 35 540 790 826 13,6 50 0 =
satisfait N) u, Exemple 36 585 807 862 15,8 NA 0 .
cr, .
N) , , ' NA: non déterminé
, i , , Tableau 4 : Conditions d'essais et résultats obtenus pour des tôles selon l'invention, bobinées à une température variant entre 535 et 585 C et destinées à être galvanisées md n ,-q ,..
--a --,.,
--, Exemple 34 0,06 1,54 0,23 0,04 0,31 0,16 0,029 0,093 0,011 0,001 0,007 0,070 o, ô
Exemple 35 0,06 1,53 0,23 0,04 0,31 0,16 0,029 0,093 0,012 0,001 0,007 0,069 ID
un ce Exemple 36 0,06 1,54 0,23 0,03 0,31 0,15 0,030 0,091 0,012 0,001 0,007 0,065 --, --, Résistance Expansion Critère Température Limite Allongement maximale de trou Ac d'oxydation de bobinage d'élasticité
en traction total à (Méthode en coeur de Légende du critère d'oxydation ( C) Re (Mpa) Rm (mpa) rupture (%) iso) (%, ) bobine oxydation nulle ou très faible :
Exemple 33 565 805 839 14,9 63 0 critère satisfait , oxydation faible : critère Exemple 34 535 811 850 13,5 48 0 satisfait P
oxydation forte : critère non Exemple 35 540 790 826 13,6 50 0 =
satisfait N) u, Exemple 36 585 807 862 15,8 NA 0 .
cr, .
N) , , ' NA: non déterminé
, i , , Tableau 4 : Conditions d'essais et résultats obtenus pour des tôles selon l'invention, bobinées à une température variant entre 535 et 585 C et destinées à être galvanisées md n ,-q ,..
--a --,.,
Claims (20)
1 Tôle d'acier laminé à chaud d'épaisseur comprise entre 1,5 et 4,5 millimètres, de limite d'élasticité supérieure à 680 MPa au moins en sens travers de la direction de laminage, et inférieure ou égale à 840 MPa, de résistance comprise entre 780 MPa et 950 MPa, d'allongement à rupture supérieur à 10% et de rapport d'expansion de trou (Ac) supérieur ou égal à 45%, dont la composition chimique consiste, les teneurs étant exprimées en poids :
0,04% <= C <= 0,08%
1,2% <= Mn <= 1 ,9%
0,1% <= Si <= 0,3.%
0,07% <= Ti <= 0,125%
0,05% <= Mo<= 0,35%
0,15% < Cr<= 0,6% lorsque 0,05% <= Mo<= 0,11%, ou 0,10% <= Cr<= 0,6% lorsque 0,11% < Mo<=. 0,35%
Nb <= 0,045%
0,005% <= Al <= 0,1%
0,002% <= N <= 0,01%
S <= 0,004%
P<0,020%
et optionnellement 0,001% <= V <= 0,2%
le reste étant constitué de fer et d'impuretés inévitables provenant de l'élaboration, d'ont la microstructure est constituée de bainite granulaire dont le pourcentage surfacique est supérieur à 70%, et de ferrite dont le pourcentage surfacique est inférieur à 20%, le complément éventuel étant constitué de bainite inférieure, de martensite et d'austénite résiduelle, la somme des teneurs en martensite et en austénite résiduelle étant inférieure à 5%.
0,1% <= Si <= 0,3.%
0,07% <= Ti <= 0,125%
0,05% <= Mo<= 0,35%
0,15% < Cr<= 0,6% lorsque 0,05% <= Mo<= 0,11%, ou 0,10% <= Cr<= 0,6% lorsque 0,11% < Mo<=. 0,35%
Nb <= 0,045%
0,005% <= Al <= 0,1%
0,002% <= N <= 0,01%
S <= 0,004%
P<0,020%
et optionnellement 0,001% <= V <= 0,2%
le reste étant constitué de fer et d'impuretés inévitables provenant de l'élaboration, d'ont la microstructure est constituée de bainite granulaire dont le pourcentage surfacique est supérieur à 70%, et de ferrite dont le pourcentage surfacique est inférieur à 20%, le complément éventuel étant constitué de bainite inférieure, de martensite et d'austénite résiduelle, la somme des teneurs en martensite et en austénite résiduelle étant inférieure à 5%.
2. Tôle d'acier laminé selon la revendication 1, caractérisé en ce que la composition chimique consiste, les teneurs étant exprimées en poids :
0,04% <= C <= 0,08%
1,2% <= Mn <= 1,9%
0,1% <= Si <= 0,3%
0,07% <= Ti <= 0,125%
0,05% <= Mo<= 0,25%
0,16% <= Cr <= 0,55% lorsque 0,05% <= Mo<= 0,11%, ou 0,10% <= Cr <= 0,55% lorsque 0,11% < Mo<= 0,25%
Nb <= 0,045%
0,005% <= Al <= 0,1%
0,002% <= N <= 0,01%
S <= 0,004%
P<0,020%
le reste étant constitué de fer et d'impuretés inévitables provenant de l'élaboration,
0,04% <= C <= 0,08%
1,2% <= Mn <= 1,9%
0,1% <= Si <= 0,3%
0,07% <= Ti <= 0,125%
0,05% <= Mo<= 0,25%
0,16% <= Cr <= 0,55% lorsque 0,05% <= Mo<= 0,11%, ou 0,10% <= Cr <= 0,55% lorsque 0,11% < Mo<= 0,25%
Nb <= 0,045%
0,005% <= Al <= 0,1%
0,002% <= N <= 0,01%
S <= 0,004%
P<0,020%
le reste étant constitué de fer et d'impuretés inévitables provenant de l'élaboration,
3. Tôle d'acier selon l'une quelconque des revendications 1 et 2, caractérisée en ce que la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids .
0,27% <= Cr<= 0,52% lorsque 0,05% <= Mo<= 0,11%, ou 0,10% <= Cr<= 0,52% lorsque 0,11% < Mo<= 0,25%
0,27% <= Cr<= 0,52% lorsque 0,05% <= Mo<= 0,11%, ou 0,10% <= Cr<= 0,52% lorsque 0,11% < Mo<= 0,25%
4. Tôle d'acier selon l'une quelconque des revendications précédentes, caractérisée en ce que la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,05% <= Mo<= 0,18%, et en ce que 0,16% <= Cr<= 0,55% lorsque 0,05% <= Mo<= 0,11%, ou 0,10% <= Cr<= 0,55% lorsque 0,11% < Mo<= 0,18%
0,05% <= Mo<= 0,18%, et en ce que 0,16% <= Cr<= 0,55% lorsque 0,05% <= Mo<= 0,11%, ou 0,10% <= Cr<= 0,55% lorsque 0,11% < Mo<= 0,18%
5. Tôle d'acier selon l'une quelconque des revendications précédentes, caractérisée en ce que la composition chimique comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,05%<= C <= 0,07%
1,4% <= Mn <= 1,6%
0,15% <= Si <= 0,3%
Nb <= 0,04%
0,01% <= Al <= 0,07%
0,05%<= C <= 0,07%
1,4% <= Mn <= 1,6%
0,15% <= Si <= 0,3%
Nb <= 0,04%
0,01% <= Al <= 0,07%
6. Tôle d'acier selon l'une quelconque des revendications1 à 3, caractérisée en ce que la composition chimique comprend, les teneurs étant exprimées en poids 0,040% <= Tieff <= 0,095%
où Tieff = Ti - 3,42 x N, Ti étant la teneur en titane exprimée en poids N étant la teneur en azote exprimée en poids
où Tieff = Ti - 3,42 x N, Ti étant la teneur en titane exprimée en poids N étant la teneur en azote exprimée en poids
7. Tôle d'acier selon l'une quelconque des revendications précédentes, caractérisée en ce qu'après bobinage à une température comprise entre 525°C et 635°C suivie d'une opération de décapage, la profondeur des défauts superficiels dus à l'oxydation répartis sur n zones d'oxydation i de la dite tôle bobinée, i étant compris entre 1 et n, et les n zones d'oxydation s'étendant sur une longueur I
ref d'observation, satisfait :
- un premier critère de profondeur maximale défini par P i max <= 8 micromètres avec P i max : profondeur maximale d'un défaut dû à l'oxydation sur la'zone d'oxydation i de la dite tôle bobinée, et' - un second critère de profondeur moyenne défini par <= 2,5 micromètres avec : profondeur moyenne des défauts dus à l'oxydation sur une zone d'oxydation i, et / i longueur de la zone d'oxydation i
ref d'observation, satisfait :
- un premier critère de profondeur maximale défini par P i max <= 8 micromètres avec P i max : profondeur maximale d'un défaut dû à l'oxydation sur la'zone d'oxydation i de la dite tôle bobinée, et' - un second critère de profondeur moyenne défini par <= 2,5 micromètres avec : profondeur moyenne des défauts dus à l'oxydation sur une zone d'oxydation i, et / i longueur de la zone d'oxydation i
8. Tôle d'acier selon la revendication 7, caractérisée en ce que la longueur I ref d'observation des défauts dus à l'oxydation est supérieure ou égale à
micromètres.
micromètres.
9. Tôle d'acier selon la revendication 8, caractérisée en ce que la longueur I ref d'observation des défauts dus à l'oxydation est supérieure ou égale. à
m icromètres.
m icromètres.
10. Tôle d'acier selon l'une quelconque des revendications précédentes, caractérisée en ce qu'elle est bobinée en spires jointives à une tension minimale de bobinage de 3 tonnes-force.
11. Procédé de fabrication d'une tôle d'acier laminée à chaud d'épaisseur comprise entre 1,5 et 4,5 millimètres, de limite d'élasticité supérieure à 580 MPa au moins en sens travers de la direction de laminage, et inférieure ou égale à
MPa, de résistance comprise entre 780 MPa et 950 MPa et d'allongement à
rupture supérieur à 10%, caractérisé en ce qu'on approvisionne sous forme de métal liquide un acier dont là composition consiste, les teneurs étant exprimées en poids :
0,04% <= C <= 0,08%
1,2% <= Mn <= 1,9%
0,1% <= Si <= 0,3%
0,07% <= Ti <= 0,125%
0,05% <=Mo<= 0,35%
0,15% < Cr<=0,6% lorsque 0,05% 5 MO5 0,11%, OU
0,10% <= Cr <= 0,6% lorsque 0,11% <= Mo<= 0;35%
Nb <= 0,045%
0,005% <=Al <= 0,1%
0,002% <= N <= 0,01%
S <= 0,004%
P<0,020%
et aptionnellement 0,001% <= V <= 0,2%
le reste étant constitué de fer et d'impuretés inévitables, en ce qu'on effectue un traitement sous vide ou au SiCa, dans ce dernier cas, la composition comprend en outre, les teneurs étant exprimées en poids 0,0005% <= Ca <= 0,005%, en ce que les quantités de titane [Ti] et d'azote [N] dissoutes dans le métal liquide satisfont à (%[Ti]) x (%[N]) < 6.10 -4 %2, en ce qu'on coule l'acier pour obtenir un demi-produit coulé, en ce qu'on réchauffe éventuellement le dit demi-produit à une température comprise entre 1160°C et 1300°C, puis en ce qu'on lamine à chaud ledit demi-produit coulé avec une température de fin de laminage comprise entre 880°C et 930°C, le taux de réduction de l'avant-dernière passe étant inférieur à 0,25, le taux de la dernière passe étant inférieur à
0,15, la somme de ces deux taux de réduction étant inférieure à 0,37, la température de début de laminage de l'avant dernière passe étant inférieure à
960 °C, de façon à obtenir un produit laminé à chaud, puis en ce qu'on refroidit le dit produit laminé à chaud à une vitesse comprise entre 20 et 150 °C/s, puis en ce qu'on bobine à chaud ledit produit laminé à chaud de façon à obtenir une tôle d'acier laminé à chaud.
MPa, de résistance comprise entre 780 MPa et 950 MPa et d'allongement à
rupture supérieur à 10%, caractérisé en ce qu'on approvisionne sous forme de métal liquide un acier dont là composition consiste, les teneurs étant exprimées en poids :
0,04% <= C <= 0,08%
1,2% <= Mn <= 1,9%
0,1% <= Si <= 0,3%
0,07% <= Ti <= 0,125%
0,05% <=Mo<= 0,35%
0,15% < Cr<=0,6% lorsque 0,05% 5 MO5 0,11%, OU
0,10% <= Cr <= 0,6% lorsque 0,11% <= Mo<= 0;35%
Nb <= 0,045%
0,005% <=Al <= 0,1%
0,002% <= N <= 0,01%
S <= 0,004%
P<0,020%
et aptionnellement 0,001% <= V <= 0,2%
le reste étant constitué de fer et d'impuretés inévitables, en ce qu'on effectue un traitement sous vide ou au SiCa, dans ce dernier cas, la composition comprend en outre, les teneurs étant exprimées en poids 0,0005% <= Ca <= 0,005%, en ce que les quantités de titane [Ti] et d'azote [N] dissoutes dans le métal liquide satisfont à (%[Ti]) x (%[N]) < 6.10 -4 %2, en ce qu'on coule l'acier pour obtenir un demi-produit coulé, en ce qu'on réchauffe éventuellement le dit demi-produit à une température comprise entre 1160°C et 1300°C, puis en ce qu'on lamine à chaud ledit demi-produit coulé avec une température de fin de laminage comprise entre 880°C et 930°C, le taux de réduction de l'avant-dernière passe étant inférieur à 0,25, le taux de la dernière passe étant inférieur à
0,15, la somme de ces deux taux de réduction étant inférieure à 0,37, la température de début de laminage de l'avant dernière passe étant inférieure à
960 °C, de façon à obtenir un produit laminé à chaud, puis en ce qu'on refroidit le dit produit laminé à chaud à une vitesse comprise entre 20 et 150 °C/s, puis en ce qu'on bobine à chaud ledit produit laminé à chaud de façon à obtenir une tôle d'acier laminé à chaud.
12 Procédé selon la revendication 11, caractérisé en ce qu'on bobine la tôle d'acier laminé à chaud à une température comprise entre 525 et 635°C.
13.Procédé selon l'une quelconque des revendications 11 et 12, caractérisé
en ce que la composition consiste, les teneurs étant exprimées en poids:
0,04% <= C <= 0,08%
1,2% <=Mn <= 1,9%
0,1% <= Si <= 0,3%
0,07% <= Ti <= 0,125%
0,05% <= Mo<= 0,25%
0,16% <= Cr<= 0,55% lorsque 0,05% <= Mo<= 0,11%, ou 0,10% <= Cr<= 0,55% lorsque 0,11% < Mo<= 0,25%
Nb <= 0,045%
0,005% <= Al <= 0,1%
0,002% <= N <= 0,01%
S <= 0,004%
P<0,020%
le reste étant constitué de fer et d'impuretés inévitables,
en ce que la composition consiste, les teneurs étant exprimées en poids:
0,04% <= C <= 0,08%
1,2% <=Mn <= 1,9%
0,1% <= Si <= 0,3%
0,07% <= Ti <= 0,125%
0,05% <= Mo<= 0,25%
0,16% <= Cr<= 0,55% lorsque 0,05% <= Mo<= 0,11%, ou 0,10% <= Cr<= 0,55% lorsque 0,11% < Mo<= 0,25%
Nb <= 0,045%
0,005% <= Al <= 0,1%
0,002% <= N <= 0,01%
S <= 0,004%
P<0,020%
le reste étant constitué de fer et d'impuretés inévitables,
14. Procédé selon l'une quelconque des revendications 11 à 13, caractérisé en ce que la vitesse de refroidissement du produit laminé à chaud est comprise entre 50 et 150°C/5.
15. Procédé selon l'une quelconque des revendications 11 à 14, caractérisé en ce que la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,27% <= Cr<= 0,52% lorsque 0,05% <= Mo <= 0,11%, ou 0,10% <= Cr<= 0,52% lorsque 0,11% < Mo<= 0,25%
0,27% <= Cr<= 0,52% lorsque 0,05% <= Mo <= 0,11%, ou 0,10% <= Cr<= 0,52% lorsque 0,11% < Mo<= 0,25%
16. Procédé selon l'une quelconque des revendications 11 à 14, caractérisé en ce que la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,05% Mo<= 0,18%, et en ce que 0,16% <=Cr<= 0,55% lorsque 0,05% <= Mo<= 0,11%, ou 0,10% <= Cr<= 0,55% lorsque 0,11% < Mo<= 0,18%
0,05% Mo<= 0,18%, et en ce que 0,16% <=Cr<= 0,55% lorsque 0,05% <= Mo<= 0,11%, ou 0,10% <= Cr<= 0,55% lorsque 0,11% < Mo<= 0,18%
17. Procédé selon l'une quelconque des revendications 11 à 16, caractérisé en ce que la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,05% <= C <= 0,08%
1,4% <= Mn <= 1,6%
0,15% <= Si <= 0,3%
Nb <= 0,04%
0,01% <= Al <= 0,07%
0,05% <= C <= 0,08%
1,4% <= Mn <= 1,6%
0,15% <= Si <= 0,3%
Nb <= 0,04%
0,01% <= Al <= 0,07%
18. Procédé selon l'une quelconque des revendications 11 à 17, caractérisé
en ce qu'on bobine la tôle à une température comprise entre 580 et strictement 630 °C
en ce qu'on bobine la tôle à une température comprise entre 580 et strictement 630 °C
19. Procédé de fabrication d'une tôle laminée à chaud selon l'une quelconque des revendications 10 à 17, caractérisé en ce qu'on bobine la tôle une ternpérature comprise entre 530 et 600 °C, en ce qu'on décape la dite tôle, puis en ce qu'on réchauffe la tôle décapée à une température comprise entre 600 et 750 °C, puis en ce qu'on refroidit la tôle décapée réchauffée à une vitesse comprise entre 5 et 20°C/s, et en ce qu'on revêt de zinc la tôle obtenue dans un bain de zinc adapté.
20, Procédé de fabrication d'une tôle laminée à chaud selon l'une quelconque des revendications 10 à 19, caractérisé en ce qu'on bobine la tôle en spires jointives à une tension minimale de bobinage de 3 tonnes-force.
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