EP2103705A1 - Procédé de fabrication de tôles d'acier inoxydable austenitique à hautes caractèristiques mécaniques - Google Patents

Abstract

L'invention concerne une tôle laminée à chaud en acier inoxydable austénitique dont la composition chimique comprend, les teneurs étant exprimées en poids : 0,015% ‰¤ C ‰¤ 0,030%, 0,5% ‰¤ Mn ‰¤ 2%, Si ‰¤ 2%, 16,5%‰¤ Cr ‰¤ 18%, 6%‰¤ Ni ‰¤ 7%, S ‰¤ 0,015%, P‰¤ 0.045%, Al ‰¤ 0,050%, 0,005% ‰¤ Nb ‰¤ 0,40%, 0,1 ‰¤ N ‰¤ 0,17%, les teneurs en Nb et en N étant telles que : Nb/8+0,1% ‰¤ N ‰¤ Nb/8+0,12%, et à titre optionnel : Mo ‰¤0.6%, 0,0005%‰¤ B ‰¤ 0,0025%, le reste de la composition étant constitué de fer et d'impuretés inévitables résultant de l'élaboration.

Description

• La présente invention concerne la fabrication de tôles laminées à chaud d'aciers inoxydables austénitiques présentant des caractéristiques mécaniques élevées, et notamment une combinaison de résistance mécanique et d'allongement réparti très avantageuse.
• Pour la fabrication d'éléments de structure dans l'industrie automobile, on utilise couramment différentes nuances de tôles d'aciers au carbone revêtues présentant des microstructures plus ou moins complexes. Les pièces sont réalisées à partir de tôles d'épaisseur allant de 1 à 3 mm. Pour certaines pièces, on souhaiterait cependant disposer simultanément d'une résistance à la corrosion plus élevée alliée à une grande capacité de déformation de façon à réaliser des pièces avec un emboutissage complexe. On sait par ailleurs que les aciers inoxydables austénitiques sont couramment utilisés en raison de leur excellente tenue à la corrosion et de leurs caractéristiques mécaniques, en particulier de leur ductilité élevée. On connaît par exemple des aciers inoxydables austénitiques désignés selon les normes EN 10088-1 par la référence 1.4318, dont la composition contient (teneur exprimée en poids) : C≤0,030%, Si≤1,00%, Mn≤2,00%, P≤ 0,045%, S≤0,015%, Cr: 16,50 à 18,50%, Ni : 6,00 à 8,00%, N : 0.10 à 0.20%. Ces aciers présentent des hautes caractéristiques mécaniques du fait de la formation de martensite lors de la déformation à température ambiante. Les caractéristiques mécaniques typiques de ces aciers à l'état recuit sont les suivantes : Limite d'élasticité Rp_0,2 (limite d'élasticité conventionnelle correspondant à 0,2% d'allongement): 300-400 MPa, allongement réparti : A ≥45%, Rm (résistance maximale) ≥ 700 MPa. Produit P= Rp_0,2 (MPa) x allongement réparti = environ 15750 MPa.%. Il est possible d'utiliser ces nuances à l'état écroui par laminage à froid : C850, C1000 - Norme EN-10088-2, ces désignations correspondant respectivement à une résistance mécanique minimale de 850 et de 1000MPa. L'augmentation de limite d'élasticité conférée par cette opération (Rp_0,2 ≥ 600MPa) se traduit par une diminution simultanée de l'allongement (A=30%). Le produit P atteint alors 18000 MPa.% environ. Ces caractéristiques sont satisfaisantes pour certaines applications. Elles demeurent néanmoins insuffisantes dans le cas où l'on souhaite des hautes résistances en service, par exemple pour un gain en allègement, et une grande aptitude pour les opérations de mise en forme préalables. Une méthode alternative à l'écrouissage par laminage à froid est un écrouissage par laminage à chaud à une température suffisamment basse. Cette méthode confère un meilleur compromis allongement - résistance, mais présente l'inconvénient majeur de conduire à des localisations de la déformation lors de la mise en forme, se traduisant par des vermiculures. Pour éviter ces vermiculures sur l'acier standard 1.4318 non recristallisé après laminage à chaud, il est nécessaire d'effectuer un recuit après le laminage à chaud.
• Le but de l'invention est donc de disposer de tôles laminées à chaud d'acier inoxydable austénitique à caractéristiques mécaniques supérieures ou équivalentes à celles des nuances du type 1.4318 présentées ci-dessus, à fabrication économique, ne présentant pas de sensibilité à l'apparition de vermiculures.
• L'invention a également pour but de disposer de tôles laminées à chaud d'acier inoxydable austénitique présentant un produit P supérieur à 21000 MPa.%, pouvant être associé à une limite d'élasticité R_P0,2 supérieure à 650MPa, ou bien à un allongement réparti supérieur à 45%.
• A cet effet, l'invention a pour objet une tôle laminée à chaud en acier inoxydable austénitique dont la composition chimique comprend, les teneurs étant exprimées en poids : 0,015% ≤ C ≤ 0,030%, 0,5% ≤ Mn ≤ 2%, Si ≤ 2%, 16,5%≤ Cr ≤ 18%, 6%≤ Ni ≤ 7%, S ≤ 0,015%, P≤ 0,045%, Al ≤ 0,050%, 0,005%≤ Nib ≤ 0,40%, 0,10% ≤ N ≤ 0,17%, les teneurs en Nb et en N étant telles que : Nb/8+0,1% ≤ N ≤ Nb/8+0,12%, et, à titre optionnel : 0,0005%≤ B ≤ 0,0025%, Mo ≤0,6%, le reste de la composition étant constitué de fer et d'impuretés inévitables résultant de l'élaboration.
• Préférentiellement, la composition chimique de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids : 0,10%≤ Nb ≤ 0,31%, 0,11 ≤ N ≤ 0,16%
• L'invention a également pour objet une tôle laminée à chaud en acier inoxydable austénitique selon la composition chimique ci-dessus, dont le produit P (Rp_0,2 (MPa) x allongement réparti (%)) est supérieur à 21000 MPa.%, caractérisée en ce que les teneurs en niobium et en azote de l'acier exprimées en poids sont telles que:0,15%≤ Nb ≤ 0,31%, 0,12% ≤ N ≤ 0,16%. Selon un mode préféré, les teneurs en niobium et en azote de l'acier exprimées en poids sont telles que:0,20%≤ Nb ≤ 0,31%, 0,12% ≤ N ≤ 0,16%. L'invention a également pour objet une tôle laminée à chaud en acier inoxydable austénitique selon l'une quelconque des compositions ci-dessus, dont la limite d'élasticité Rp_0,2 est supérieure à 650 MPa, caractérisée en ce que la taille moyenne de grain austénitique de l'acier est inférieure à 6 microns, que la fraction surfacique non recristallisée est comprise entre 30 et 70%, et que le niobium se trouve totalement sous forme de précipités. L'invention a également pour objet une tôle laminée à chaud en acier inoxydable austénitique selon l'une quelconque des caractéristiques ci-dessus, dont l'allongement réparti est supérieur à 45%, caractérisée en ce que le niobium n'est pas totalement précipité.
• L'invention a également pour objet un procédé de fabrication d'une tôle laminée à chaud en acier inoxydable austénitique dont la limite d'élasticité Rp_0,2 est supérieure à 650MPa, selon lequel on approvisionne un demi-produit d'acier de composition selon l'une quelconque des compositions ci-dessus, puis on réchauffe le demi-produit à une température comprise entre 1250°C et 1320°C, puis on lamine le demi-produit avec une température de fin de laminage inférieure à 990°C et un taux de réduction cumulé ε sur les deux dernières cages finisseuses, supérieur à 30%.
• Selon un mode particulier, on approvisionne un demi-produit d'acier de composition ci-dessus contenant 0,20%≤ Nb ≤ 0,31%, 0,12% ≤ N ≤ 0,16%, puis on lamine le demi-produit avec une température de fin de laminage inférieure à 970°C.
• L'invention a également pour objet un procédé de fabrication d'une tôle laminée à chaud en acier inoxydable austénitique dont l'allongement réparti est supérieur à 45%, selon lequel on approvisionne un demi-produit d'acier de composition selon l'une quelconque des compositions ci-dessus, puis on réchauffe le demi-produit à une température comprise entre 1250°C et 1320°C, puis on lamine le demi-produit avec une température de fin de laminage supérieure à 1000°C.
• L'invention a également pour objet un procédé de fabrication d'une tôle laminée à chaud en acier inoxydable austénitique dont le produit P (R_P0,2 (MPa) x allongement réparti (%)) est supérieur à 21000 MPa.%, selon lequel on approvisionne un demi-produit d'acier de composition selon une composition ci-dessus comprenant 0,10%≤ Nb ≤ 0,31%, 0,11% ≤ N ≤ 0,16%, ou bien 0,20%≤ Nb ≤ 0,31%, 0,12 %≤ N ≤ 0,16%, puis on réchauffe le demi-produit à une température comprise entre 1250°C et 1320°C, puis on lamine à chaud le demi-produit.
• L'invention a également pour objet l'utilisation d'une tôle laminée à chaud en acier inoxydable selon l'une quelconque des caractéristiques ci-dessus, ou fabriquée par l'un quelconque des procédés ci-dessus, pour la fabrication d'éléments structuraux dans le domaine automobile.
• D'autres caractéristiques et avantages de l'invention apparaîtront au cours de la description ci-dessous, donnée à titre d'exemple.
• Après de nombreux essais, les inventeurs ont montré que les différentes exigences rapportées ci-dessus étaient satisfaites en observant les conditions suivantes :
• En ce qui concerne la composition chimique de l'acier, la teneur en carbone doit être inférieure ou égale à 0,030% afin d'éviter les risques de sensibilisation à la corrosion intergranulaire. Dans le but d'obtenir une limite d'élasticité supérieure à 650 MPa, la teneur en carbone doit être supérieure ou égale à 0,015 %.
• Le manganèse, comme le silicium, est un élément connu pour ses propriétés désoxydantes à l'état liquide et pour accroître la ductilité à chaud, en particulier en se combinant avec le soufre. D'autre part, à température ambiante, il favorise la stabilité de la phase austénitique et diminue l'énergie de défaut d'empilement. Il augmente également la solubilité de l'azote. Ces effets favorables sont obtenus d'une manière économique lorsque la teneur en manganèse est comprise entre 0,5 et 2%. Comme le manganèse, le silicium est un élément ajouté usuellement dans le but de désoxyder l'acier liquide. Le silicium augmente également la limite d'élasticité et la résistance, par durcissement en solution solide ou par son action sur la teneur en ferrite δ. Cependant, au-delà de 2%, la soudabilité et la ductilité à chaud sont réduites.
• Le chrome est un élément bien connu pour accroître la résistance à l'oxydation et à la corrosion en milieu aqueux. Cet effet est obtenu d'une manière satisfaisante lorsque sa teneur est entre 16,5% et 18%.
• Le nickel est un élément indispensable pour assurer une stabilité suffisante de la structure austénitique de l'acier à température ambiante. La teneur optimale doit être déterminée en relation avec d'autres éléments de la composition à caractère alphagène tels que le chrome, ou ceux à caractère gammagène tels que le carbone et l'azote. Son effet sur la stabilité de la structure est suffisant lorsque sa teneur est supérieure ou égale à 6%. Au-delà de 7%, le coût de production croît excessivement en raison de la cherté de cet élément d'addition.
• Le molybdène permet d'augmenter la résistance à la piqûration. A titre optionnel, une addition de molybdène en quantité allant jusqu'à 0,6% peut être effectuée.
• Le bore permet d'améliorer la forgeabilité de l'acier. A titre optionnel une addition de bore en quantité comprise entre 0,0005 et 0,0025% peut être effectuée. Une addition en quantité supérieure diminuerait de façon critique la température de brûlure.
• Le soufre est un élément qui dégrade particulièrement la forgeabilité à chaud et la résistance à la corrosion, sa teneur doit être maintenue inférieure ou égale à 0,015%.
• Le phosphore dégrade de même la ductilité à chaud, sa teneur doit être inférieure à 0,045% pour obtenir des résultats satisfaisants.
• L'aluminium est un puissant agent de désoxydation du métal liquide. En combinaison avec les teneurs en silicium et en manganèse évoquées plus haut, un effet optimal est obtenu lorsque sa teneur est inférieure ou égale à 0,050%.
• Le niobium et l'azote sont des éléments importants de l'invention en vue de la fabrication d'aciers inoxydables austénitiques à hautes caractéristiques mécaniques.
• Le niobium retarde la recristallisation lors du laminage à chaud : pour une température de fin de laminage à chaud donnée, son addition conduit à conserver un taux d'écrouissage plus élevé (on parle de laminage à chaud « écrouissant »), accroissant ainsi la résistance de l'acier. Il est généralement utilisé comme le Ti pour lutter contre la formation de carbures de chrome (aciers inoxydables austénitiques stabilisés au Nb EN 1.4580 et EN 1.4550). Enfin, il peut conduire à la formation de phase intermétallique conférant une amélioration de la tenue au fluage.
• L'azote est un élément durcissant en solution solide interstitielle, qui augmente tout particulièrement la limite d'élasticité à ce titre. Il est également connu, en solution solide, comme un puissant stabilisateur de la phase austénitique et comme retardateur de la précipitation des carbures de chrome Cr₂₃C₆. La solubilité de l'azote lors de la solidification connaît un maximum. Une teneur trop élevée conduit à la formation de défauts volumiques dans le métal.
• L'addition conjointe de niobium et d'azote en vue d'un durcissement est peu usuelle dans les aciers inoxydables austénitiques. Dans le cadre de l'invention, on a mis en évidence que les aciers inoxydables dont la composition est proche de celle des aciers 1.4318 évoqués plus haut, bénéficiaient avantageusement d'une addition conjointe particulière de niobium et d'azote, optimisée en vue d'obtenir certaines propriétés mécaniques dans des conditions précises qui vont être exposées :
• En premier lieu, on a mis en évidence qu'une teneur en azote allant de 0,10 à 0,17%, conjointement avec une teneur en niobium allant de 0,005 à 0,40%Nb, les teneurs en niobium et en azote étant telles que : Nb/8+0,1% ≤ N ≤ Nb/8+0,12% (relation 1), permettent de fabriquer une tôle à chaud à hautes caractéristiques mécaniques destinée à être emboutie, et ce sans la nécessité d'un recuit après laminage comme dans les aciers conventionnels 1.4318, la pièce emboutie n'étant pas sujette à la formation de vermiculures.
• La précipitation des nitrures NbN qui se produit lors de la fin de laminage à chaud réduit la quantité d'azote en solution solide. La relation (1) précédente assure de conserver autant d'azote en solution solide, après précipitation complète de tout le niobium disponible, que dans la nuance 1.4318 (N≥0.1%). Cela permet donc d'obtenir la même métastabilité de l'austénite à température ambiante. La possibilité de diminuer la teneur en Ni en augmentant la teneur en N est bornée avec la limite de solubilité de l'azote dans l'acier lors de la solidification. Pour les teneurs en Cr, Mn et Ni des aciers selon l'invention, la teneur en azote doit être inférieure ou égale à 0.17%.
• Une quantité suffisante de niobium doit être présente afin d'obtenir un effet durcissant et de retarder la recristallisation. Cette quantité doit être adaptée de façon à obtenir un solvus des NbN supérieur à la température de fin de laminage pour obtenir une précipitation en fin de laminage à chaud.
• A titre préférentiel, on choisira une teneur en niobium allant de 0,10 à 0,31%Nb, conjointement avec une teneur en azote allant de 0,11 à 0,16%, les teneurs en niobium et en azote étant telles que : Nb/8+0,1% ≤ N ≤ Nb/8+0,12%. En effet, on a découvert que ces teneurs en niobium et en azote permettaient d'obtenir une précipitation importante de NbN après laminage à chaud.
• Par ailleurs, on a mis en évidence qu'une addition conjointe de 0,15 à 0,31% de niobium (préférentiellement de 0,20 à 0,31% de niobium) et de 0,12 à 0,16% d'azote, les teneurs en niobium et en azote étant telles que : Nb/8+0,1% ≤ N ≤ Nb/8+0,12%, permettait d'obtenir une combinaison (limite d'élasticité-allongement) avantageuse dont le produit P est supérieur à 21000 MPa.
• Outre le fer, le reste de la composition est constituée d'impuretés inévitables résultant de l'élaboration, telles que par exemple Sn ou Pb.
• La mise en oeuvre du procédé de fabrication selon l'invention est la suivante : On élabore un acier dont la composition a été exposée ci-dessus. Cette élaboration peut être suivie d'une coulée en lingots ou, dans le cas le plus général, en continu, par exemple sous forme de brames allant de 150 à 250mm d'épaisseur. On peut également effectuer la coulée sous forme de brames minces de quelques dizaines de millimètres d'épaisseur entre cylindres d'acier contra-rotatifs. Ces demi-produits coulés sont tout d'abord portés à une température comprise entre 1250 et 1320°C. La température de 1250°C a pour but de mettre en solution d'éventuels précipités à base de niobium (nitrures, carbonitrures). La température doit cependant être inférieure à 1320 °C sous peine d'être trop proche de la température de solidus qui pourrait être atteinte dans d'éventuelles zones ségrégées et de provoquer un début de passage local par un état liquide qui serait néfaste pour la mise en forme à chaud. Dans le cas d'une coulée directe de brames minces entre cylindres contra-rotatifs, l'étape de laminage à chaud de ces demi-produits débutant à une température inférieure à 1250°C peut se faire directement après coulée si bien qu'une étape de réchauffage intermédiaire n'est pas nécessaire dans ce cas.
• Le laminage est effectué généralement sur un train continu à chaud comprenant notamment des cages dégrossisseuses et des cages finisseuses. On a mis en évidence que l'on obtenait une limite d'élasticité Rp_0,2 particulièrement élevée en contrôlant notamment le taux de réduction dans les deux dernières cages finisseuses : si l'on désigne par e_N-2 l'épaisseur de la tôle à l'entrée de l'avant-dernière cage finisseuse, et par eN l'épaisseur de la tôle à la sortie de la dernière cage finisseuse, on définit le taux de réduction cumulé sur les deux dernières cages finisseuses par : $$\mathrm{\epsilon }\mathrm{=}\frac{{\mathrm{e}}_{\mathrm{N}\mathrm{-}\mathrm{2}}\mathrm{-}{\mathrm{e}}_{\mathrm{N}}}{{\mathrm{e}}_{\mathrm{N}\mathrm{-}\mathrm{2}}}\mathrm{.}$$

  

  Selon l'invention, on a mis en évidence que lorsque la température de fin de laminage est inférieure à 990°C et que le taux de réduction cumulé ε est supérieur à 30%, la limite d'élasticité R_P0,2 du produit final obtenu était supérieure à 650 MPa, le Nb se trouvant alors totalement sous forme de précipités.
• Pour une teneur en Nb comprise entre 0,20 et 0,31% et une teneur en azote comprise entre 0,12 et 0,16%, cette valeur minimale de 650MPa est obtenue lorsque la température de fin de laminage est inférieure à 970°C et ε supérieur à 30%.
• Selon l'invention, on a également mis en évidence que l'on obtient une tôle laminée à chaud avec un allongement réparti supérieur à 45%, lorsque la température de fin de laminage est supérieure à 1000°C. Le Nb est dans ce cas partiellement précipité.
• Après laminage à chaud, on obtient une tôle ne présentant pas de sensibilité à l'apparition de vermiculures et ne nécessitant pas de recuit intermédiaire. A titre d'exemple non limitatif, les résultats suivants vont montrer les caractéristiques avantageuses conférées par l'invention.
Exemple :
• On a élaboré par coulée des demi-produits d'aciers dont la composition est présentée au tableau ci-dessous (pourcentage en poids) : Tableau 1 : Composition des aciers (pourcentage en poids) Valeurs soulignées : non conformes à l'invention

  Acier	C	Mn	Si	Cr	Ni	Mo	S	P	AI	Nb	N
  I1 (selon l'invention)	0,023	1,100	0,48	17,45	6,67	0,25	0,005	0,020	0,002	0,152	0,13
  I2 (selon l'invention)	0,024	1,19	0,55	17,36	6,66	0,25	0,005	0,020	0,002	0,302	0,15
  R (référence)	0,026	1,030	0,6	17,5	6,6	0,25	0,0008	0,026	0,002	0,002	0,13

• Les demi-produits d'acier ont été réchauffés à 1280°C pendant 30 minutes. On a ensuite effectué un laminage à chaud en faisant varier la température de fin de laminage entre 900 et 1100°C ainsi que le taux de réduction cumulé ε, pour atteindre une épaisseur finale de 3 mm. Les tôles I1-1, I1-2, I1-3... désignent des tôles issues du même demi-produit I1, laminé dans des conditions différentes. On a caractérisé la microstructure de l'acier obtenu en mesurant notamment la fraction surfacique de phase austénitique recristallisée, la fraction de niobium précipité par rapport au niobium total, et la taille moyenne de grain. Dans le cas d'une structure non complètement recristallisée, cette dernière mesure est effectuée sur la partie recristallisée de la structure. On a également déterminé les caractéristiques mécaniques de traction, en particulier la limite d'élasticité Rp_0,2 et l'allongement réparti. On a également relevé la présence éventuelle d'une localisation de la déformation lors de l'essai de traction. On sait que la présence d'une telle localisation est associée à l'apparition de vermiculures lors d'opérations de mise en forme.
• Les résultats sont présentés dans le tableau 2 suivant : Tableau 2 : Conditions de fabrication et caractéristiques microstructurales et mécaniques de tôles laminées à chaud

  N° d'essai	TFL (°C)	ε>30%	Taille moyenne de grains inférieure à 6 microns	Fraction non recristallisée comprise entre 30 et 70%	Niobium totalement précipité	Rp0,2 (MPa)	A (%)	Rp0,2x A (MPa.%)	Localisation de la déformation
  I1-1	905	Oui	Oui	Oui	Oui	689	40	27628	Non
  I1-2	935	Oui	Oui	Oui	Oui	651	40	25520	Non
  I1-3	1040	Oui	Non	Non (<30%)	Non	432	49	21340	Non
  I1-4	1050	Oui	Non	Non (<30%)	Non	467	46	21715	Non
  I2-1	930	Oui	Oui	Oui	Oui	677	38	25997	Non
  I2-2	965	Oui	Oui	Oui	Oui	681	39	26559	Non
  I2-3	980	Non	Non	Oui	Oui	631	41	26186	Non
  I2-4	1000	Non	Oui	Non (<30%)	Non	627	46	28277	Non
  I2-5	1100	Oui	Non	Non (<30%)	Non	547	53	29100	Non
  R-1	900	Oui	-	Oui	-	702	29	20428	Oui
  R-2	925	Oui	-	Oui	-	638	29	18566	Oui
  R-3	950	Oui	-	Oui	-	632	30	19150	Oui
  R-4	1020	Oui	-	Non (<30%)	-	482	31	14749	Non

  TFL : Température de fin de laminage Rp0,2: Limite d'élasticité conventionnelle à 0,2% de déformation A : Allongement réparti ε : taux de réduction cumulé des deux dernières passes de laminage

• On fait ainsi apparaître que les aciers I1 et I2 selon l'invention présentent une combinaison Rp_0,2x A ( MPa.%) supérieure à 21000 MPa.% particulièrement avantageuse alors que l'acier de référence R ne présente pas une telle combinaison, quelles que soient les conditions de laminage.
• On fait également apparaître que, lorsque la fraction non recristallisée est comprise entre 30 et 70% et lorsque la taille moyenne de grain est inférieure à 6 microns, la limite d'élasticité Rp_0,2 est supérieure à 650 MPa (essais I1-1, I1-2, I2-1, I2-2. Par ailleurs, lorsque la fraction non recristallisée est supérieure à 70%, l'allongement tend à diminuer.
• Ces caractéristiques sont obtenues pour des aciers comportant une teneur en niobium comprise entre 0,005% et 0,40%, une teneur en azote comprise entre 0,10 et 0,17%, les teneurs en niobium et en azote étant telles que : Nb/8+0,1% ≤ N ≤ Nb/8+0,12%, la température de fin de laminage étant inférieure à 990°C et le taux de réduction cumulé ε étant supérieur à 30%. Pour des aciers comportant entre 0,20% et 0,31%, une teneur en azote entre 0,12 et 0,16%, les teneurs en niobium et en azote étant telles que : Nb/8+0,1% ≤ N ≤ Nb/8+0,12%, ces caractéristiques sont obtenues lorsque la température de fin de laminage est inférieure à 970°C et lorsque le taux de réduction cumulé ε est supérieur à 30% (essais I2-1, I2-2)
• Lorsque le niobium n'est pas totalement précipité (essais I1-3, I1-4, I2-4, I2-5), l'allongement réparti est supérieur à 45%. Pour les compositions d'acier selon l'invention, ce résultat est obtenu lorsque la température de fin de laminage est supérieure à 1000°C. En comparaison, l'acier de référence ne peut offrir de telles caractéristiques.
• On choisira donc plus particulièrement certaines conditions de fabrication (température de fin de laminage, taux de réduction cumulé) selon que l'on recherche une tôle d'acier offrant une limite d'élasticité particulièrement élevée, ou plutôt offrant une grande capacité d'allongement.
• Par ailleurs, les courbes de traction des aciers selon l'invention ne montrent aucun palier témoignant d'une localisation de la déformation et ce quelles que soient les conditions de laminage à chaud, au contraire de l'acier de référence qui présente une localisation dès lors qu'il est partiellement recristallisé (essais R-1, R-2, R-3). Ce point est particulièrement avantageux pour la mise en forme, en assurant l'absence de vermiculures. Ainsi, en raison de leurs caractéristiques mécaniques particulièrement élevées, et notamment de leur combinaison limite d'élasticité-allongement réparti très avantageuse, les tôles d'aciers laminés à chaud selon l'invention seront utilisés avec profit pour des applications nécessitant une bonne aptitude à la mise en forme ainsi qu'une grande résistance à la corrosion. Dans le cas de leur utilisation dans l'industrie automobile, on tirera parti de leurs avantages pour la fabrication économique d'éléments structuraux.

Claims (11)

1. Tôle laminée à chaud en acier inoxydable austénitique dont la composition chimique comprend, les teneurs étant exprimées en poids : $$\mathrm{0}\mathrm{,}\mathrm{015}\mathrm{\%}\mathrm{\le }\mathrm{C}\mathrm{\le }\mathrm{0}\mathrm{,}\mathrm{030}\mathrm{\%}$$

   

   $$0,05\%\le \mathrm{Mn}\le 2\%$$

   

   $$\mathrm{Si}\le 2\%$$

   

   $$16,5\%\le \mathrm{Cr}\le 18\%$$

   

   $$6\%\le \mathrm{Ni}\le 7\%$$

   

   $$\mathrm{S}\le 0,015\%$$

   

   $$\mathrm{P}\mathrm{\le }\mathrm{0}\mathrm{,}\mathrm{045}\mathrm{\%}$$

   

   $$\mathrm{Al}\le 0,050\%$$

   

   $$0,005\%\le \mathrm{Nb}\le 0,40\%$$

   

   $$\mathrm{0}\mathrm{,}\mathrm{10}\mathrm{\le }\mathrm{N}\mathrm{\le }\mathrm{0}\mathrm{,}\mathrm{17}\mathrm{\%}\mathrm{,}$$

   

   
   les teneurs en Nb et en N étant telles que : $$\mathrm{Nb}\mathrm{/}\mathrm{8}\mathrm{+}\mathrm{0}\mathrm{,}\mathrm{1}\mathrm{\%}\mathrm{\le }\mathrm{N}\mathrm{\le }\mathrm{Nb}\mathrm{/}\mathrm{8}\mathrm{+}\mathrm{0}\mathrm{,}\mathrm{12}\mathrm{\%}\mathrm{,}$$

   

   
   à titre optionnel : $$\mathrm{0}\mathrm{,}\mathrm{0005}\mathrm{\%}\mathrm{\le }\mathrm{B}\mathrm{\le }\mathrm{0}\mathrm{,}\mathrm{0025}\mathrm{\%}$$

   

   $$\mathrm{Mo}\le 0,6\%$$

   

   le reste de la composition étant constitué de fer et d'impuretés inévitables résultant de l'élaboration.
2. Tôle laminée à chaud en acier inoxydable austénitique selon la revendication 1 caractérisée en ce que la composition chimique dudit acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids : $$\mathrm{0}\mathrm{,}\mathrm{10}\%\mathrm{\le }\mathrm{Nb}\mathrm{\le }\mathrm{0}\mathrm{,}31\mathrm{\%}$$

   

   $$\mathrm{0}\mathrm{,}\mathrm{11}\mathrm{\le }\mathrm{N}\mathrm{\le }\mathrm{0}\mathrm{,}\mathrm{16}\mathrm{\%}$$

   
3. Tôle laminée à chaud en acier inoxydable austénitique selon la revendication 1, dont le produit P (Rp_0,2 (MPa) x allongement réparti (%)) est supérieur à 21000 MPa.%, caractérisée en ce que les teneurs en niobium et en azote dudit acier, exprimées en poids, sont telles que : $$\mathrm{0}\mathrm{,}\mathrm{15}\%\mathrm{\le }\mathrm{Nb}\mathrm{\le }\mathrm{0}\mathrm{,}\mathrm{31}\mathrm{\%}$$

   

   $$\mathrm{0}\mathrm{,}\mathrm{12}\%\mathrm{\le }\mathrm{N}\mathrm{\le }\mathrm{0}\mathrm{,}\mathrm{16}\mathrm{\%}$$

   
4. Tôle laminée à chaud en acier inoxydable austénitique selon la revendication 3, dont le produit P (Rp_0,2 (MPa) x allongement réparti (%)) est supérieur à 21000 MPa.%, caractérisée en ce que les teneurs en niobium et en azote dudit acier, exprimées en poids, sont telles que : $$\mathrm{0}\mathrm{,}20\%\mathrm{\le }\mathrm{Nb}\mathrm{\le }\mathrm{0}\mathrm{,}\mathrm{31}\mathrm{\%}$$

   

   $$\mathrm{0}\mathrm{,}\mathrm{12}\%\mathrm{\le }\mathrm{N}\mathrm{\le }\mathrm{0}\mathrm{,}\mathrm{16}\mathrm{\%}$$

   
5. Tôle laminée à chaud en acier inoxydable austénitique selon l'une quelconque des revendications 1 à 4, dont la limite d'élasticité Rp_0,2 est supérieure à 650 MPa, caractérisée en ce que la taille moyenne de grain austénitique dudit acier est inférieure à 6 microns, que la fraction surfacique non recristallisée est comprise entre 30 et 70%, et que le niobium se trouve totalement sous forme de précipités
6. Tôle laminée à chaud en acier inoxydable austénitique selon l'une quelconque des revendications 1 à 4, dont l'allongement réparti est supérieur à 45%, caractérisée en ce que le niobium n'est pas totalement précipité
7. Procédé de fabrication d'une tôle laminée à chaud en acier inoxydable austénitique dont la limite d'élasticité Rp_0,2 est supérieure à 650MPa, selon lequel :

   - on approvisionne un demi-produit d'acier de composition selon l'une quelconque des revendications 1 à 4, puis

   - on réchauffe ledit demi-produit à une température comprise entre 1250°C et 1320°C, puis

   - on lamine ledit demi-produit avec une température de fin de laminage inférieure à 990°C et un taux de réduction cumulé ε sur les deux dernières cages finisseuses, supérieur à 30%
8. Procédé de fabrication selon la revendication 7 caractérisé en ce qu'on approvisionne un demi-produit d'acier de composition selon la revendication 4 et qu'on lamine ledit demi-produit avec une température de fin de laminage inférieure à 970°C
9. Procédé de fabrication d'une tôle laminée à chaud en acier inoxydable austénitique dont l'allongement réparti est supérieur à 45%, selon lequel :

   - on approvisionne un demi-produit d'acier de composition selon l'une quelconque des revendications 1 à 4, puis

   - on réchauffe ledit demi-produit à une température comprise entre 1250°C et 1320°c, puis

   on lamine ledit demi-produit avec une température de fin de laminage supérieure à 1000°C
10. Procédé de fabrication d'une tôle laminée à chaud en acier inoxydable austénitique dont le produit P (Rp_0,2 (MPa) x allongement réparti (%)) est supérieur à 21000 MPa.%, selon lequel :

    - on approvisionne un demi-produit d'acier de composition selon la revendication 3 ou 4, puis

    - on réchauffe ledit demi-produit à une température comprise entre 1250°C et 1320°c, puis

    - on lamine à chaud ledit demi-produit
11. Utilisation d'une tôle laminée à chaud en acier inoxydable selon l'une quelconque des revendications 1 à 6, ou fabriquée par un procédé selon l'une quelconque des revendications 7 à 10, pour la fabrication d'éléments structuraux dans le domaine automobile