WO2017163098A1 - Procede de fabrication de toles d'aciers laminees a froid et soudees, et toles ainsi produites - Google Patents

Procede de fabrication de toles d'aciers laminees a froid et soudees, et toles ainsi produites Download PDF

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Francisco CHICHARRO HERRANZ
Vicente POLO MESTRE
Marie-Christine Theyssier
Thierry CELOTTO
Christine KACZYNSKI
Thomas DUPUY
Ngo QUANG-TIEN
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Definitions

  • the invention relates to the manufacture of cold-rolled sheets or strips of thin-gauge steels having a high strength and a deformability for the production of shaped parts, in particular in the automotive industry, i : 1 ⁇ ! ' ⁇ . :
  • ⁇ - after uncoiling the hot-rolled sheet are welded, one to ensure the continuity of the following process steps, that is to say the end of a plate is welded to the top of the succeeding sheet.
  • This welding is usually done by spark or laser.
  • the sheets or strips are pickled by passing through a suitable bath and then wound. They are then rolled on a cold rolling mill and rewound. They are finally annealed continuously and possibly coated.
  • Total deformation, or reduction experienced by the sheet during this initial thickness ei. .. cold rolling, can be calculated by: Ln (- -), ie final thickness ef in the case mentioned here: Ln (3) ⁇ 1, 10.
  • the cold-rolled sheet then undergoes treatment in a continuous annealing furnace.
  • the weld is cold rolled in a single step by passing through all the stands of the cold rolling mill, and undergoes a deformation which can be significant, all the more as the initial thickness e , is strong and that of the sheet e f is weak.
  • the dual-phase steels the structure of which includes martensite, possibly bainite, and ferrite, which combine high resistance with significant possibilities of deformation.
  • their consolidation capacity is very large, which allows a good distribution of deformations in the case of a collision and obtaining a much higher yield strength on the part after forming.
  • These steels find particular applications for structural and safety parts for motor vehicles, such as sleepers, side members, reinforcing pieces, or wheel sails.
  • the thickness of these cold-rolled sheets is typically between 0.5 and 3 mm.
  • the requirements for lightening and reducing energy consumption lead to an increased demand for high-strength dual-phase steels, that is to say with a mechanical strength of between 600 and 1180 MPa.
  • the composition of these steels comprises, the contents being expressed by weight, 0.05% ⁇ C ⁇ 0.17%,% 1, 1 ⁇ Mn ⁇ 2.76%, 0.07% ⁇ Si ⁇ 0.7 %%, S ⁇ 0.008%, P ⁇ 0.030%, 0.015% ⁇ AI ⁇ 0.61%, Mo ⁇ 0.13%, Cr ⁇ 0.55%, Cu ⁇ 0.2%, Ni ⁇ 0.2%, Nb ⁇ 0.050%, Ti ⁇ 0.045%, V ⁇ 0.010%, B ⁇ 0.005%, Ca ⁇ 0.030%, N ⁇ 0.007%, the the rest being iron and unavoidable impurities from the elaboration.
  • High formability steels which contain elements such as silicon and / or aluminum to stabilize austenite at room temperature in a significant amount, which can progressively turn into martensite during cold-drawing operations or of solicitations, thus obtaining an important consolidation.
  • These high-formability steels include, for example, so-called “CFB” (Carbide Free Bainite) steels and so-called “QP” steels obtained by a quenching step and a partitioning step ( Partitioning) of carbon.
  • CFRB Carbide Free Bainite
  • QP Partitioning of carbon.
  • the composition of these steels comprises, the contents being expressed by weight, between 0.13 and 0.3% of C, between 1.8 and 3.5% of Mn.
  • these steels may also contain Ni, Cr and Mo such that Ni + Cr + Mo ⁇ 1%, and microalloy elements Ti, Nb, V, each in quantity ⁇ 0.1%, the balance being iron and unavoidable impurities from processing.
  • martensitic steels which acquire their microstructure after cooling after continuous annealing.
  • the thickness range used for martensitic sheets having a mechanical strength of between 1200 and 700 MPa in the automotive "field of construction" is commonly between 0.degree. , 6 and 2mm.
  • the composition of these steels comprises especially, the contents being expressed by weight: between 0.10 and 0.30% of C, between 0.40 and 2.20% of Mn, between 0.18 and 0.30% Si, between 0.010 and 0.050% AI, between 0.0025 and 0.005% B.
  • these steels may also contain between 0.020 and 0.035% Ti, up to 0.10% Cu or Ni, and up to 0.21% Cr, the remainder being iron and unavoidable impurities from development.
  • press hardening steels which are steels which acquire their final microstructure on parts by heating in the intercritical or austenitic range followed by hot deformation and rapid cooling in the press tooling , which causes a martensitic and / or bainitic transformation.
  • the typical thickness range of these cold-rolled sheets ranges from 0.6 to 3 mm.
  • the composition of these steels comprises, the contents being expressed by weight, between 0.15% and 0.5% of C between 0.4 % and 3% Mn, between 0.1 and 1% Si, ⁇ 1% Cr, Ti ⁇ 0.2%, Al ⁇ 0.1%, B ⁇ 0.010%, N ⁇ 0.010%, optionally between 0.25% and 2%, Nb ⁇ 0.060%, the rest being iron and unavoidable impurities from the elaboration.
  • a process is thus sought which would make it possible to avoid the concentration of deformations in the welded joints made before cold rolling and thus to minimize the risk of rupture during rolling.
  • the aim of the invention is to provide such a method applicable to the manufacture of cold-rolled sheets of dual phase steels, in particular with a mechanical strength greater than 600 MPa, of steels with a high strength of greater than 690 MPa, of martensitic steels mechanical strength greater than 1200 MPa, and steels for hot stamping.
  • the invention therefore aims to provide an economical manufacturing process, which avoids expensive modifications of existing rolling plant, and which allows in particular the manufacture of thin sheets with high strength of small thickness, difficult to cold rolling.
  • the invention also aims to provide cold-rolled sheets in a wider range of thicknesses compared to the rolling capacities of existing installations.
  • the rate of reduction is preferably such ⁇ : that: 0.4 ⁇ 0.8.
  • the composition of the steel is that of a steel of the Dual Phase type of mechanical strength Rm greater than 600 MPa.
  • the composition of the steel comprises, the contents being expressed by weight: 0.05% ⁇ C ⁇ 0.17%, 1, 1% ⁇ Mn ⁇ 2.76%, 0.07% ⁇ Si ⁇ 0.7 %%, S ⁇ 0.008%, P ⁇ 0.030%, 0.015% ⁇ Al ⁇ 0.61%, Mo ⁇ 0.13%, Cr ⁇ 0.55%, Cu ⁇ 0.2%, Ni ⁇ 0 , 2%, Nb ⁇ 0.050%, Ti ⁇ 0.045%, V ⁇ 0.010%, B ⁇ 0.005%, Ca ⁇ 0.030%, N ⁇ 0.007%, the remainder of the composition being iron and unavoidable impurities resulting from development.
  • the composition of the steel is that of a high formability steel with a mechanical strength Rm greater than 690 MPa.
  • the composition of the steel comprises, the contents being expressed by weight: 0.13% ⁇ C ⁇ 0.3%, 1.8% ⁇ Mn ⁇ 3.5%, 0.1% ⁇ Si ⁇ 2%, 0 , 1% ⁇ Al ⁇ 2%, it being understood that 1% ⁇ Si + Al ⁇ 2.5%, ⁇ 0.010% N, and optionally Ni, Cr and Mo being understood that Ni + Cr + Mo ⁇ 1%, Ti ⁇ 0.1%, Nb ⁇ 0.1%, V ⁇ 0.1%, the remainder being iron and unavoidable impurities from the elaboration.
  • the composition of the steel is that of a press hardening steel for the manufacture of parts of mechanical strength Rm greater than 1000 MPa.
  • the composition of the steel comprises, the contents being expressed by weight: 0.15% ⁇ C ⁇ 0.5% C, 0.4% ⁇ Mn ⁇ 3%, 0, 1 ⁇ Si ⁇ 1% , Cr ⁇ 1%, Ti ⁇ 0.2%, Al ⁇ 0, 1%, B ⁇ 0.010%, and optionally 0.25% ⁇ Nb ⁇ 2%, Nb ⁇ 0.060%, the remainder being iron and unavoidable impurities from of elaboration.
  • the composition of the steel is that of a martensitic steel having a mechanical strength Rm of between 1200 and 1700 MPa.
  • the composition of the steel comprises, the contents being expressed by weight: 0.10% ⁇ C ⁇ 0.30%, 0.40% ⁇ Mn ⁇ 2.20%, 0.18% ⁇ Si ⁇ 0.30%, 0.010% ⁇ AI ⁇ 0.050% AI, 0.0025 ⁇ B ⁇ 0.005% and optionally 0.020% ⁇ Ti ⁇ 0.035%, Cu ⁇ 0.10%, Ni ⁇ 0.10%, Cr ⁇ 0.21%, the balance being iron and unavoidable impurities from processing.
  • the welded joint (S1) after the welded joint (S1) has been removed, and before the welded joint (S2) is formed, it is reeled, temporarily stored, and then the said at least two sheets are unwound. cold rolled intermediate way.
  • the welded joint (S1) or the welded joint (S2) is made by flash welding.
  • the welded joint (S1) or the welded joint (S2) is made by Laser.
  • the subject of the invention is also a welded and then cold-rolled steel sheet having a thickness of between 0.5 and 3 mm, the deformation rate created by the cold rolling in the base metal being equal to B B. whose deformation rate created by the cold rolling in the welded joint is equal to ⁇ ⁇ , characterized in that: 0.4 ⁇ ⁇ 0.7.
  • the composition of the welded and then cold-rolled steel sheet is that of a steel of the Dual Phase type of mechanical strength Rm greater than 600 MPa.
  • the composition of the steel comprises, the contents being expressed by weight: 0.05% ⁇ C ⁇ 0.17%, 1, 1% ⁇ Mn ⁇ 2.76%, 0.07% ⁇ Si ⁇ 0.7 %%, S ⁇ 0.008%, P ⁇ 0.030%, 0.015% ⁇ Al ⁇ 0.61%, Mo ⁇ 0.13%, Cr ⁇ 0.55%, Cu ⁇ 0.2%, Ni ⁇ 0 , 2%, Nb ⁇ 0.050%, Ti ⁇ 0.045%, V ⁇ 0.010%, B ⁇ 0.005%, Ca ⁇ 0.030%, N ⁇ 0.007%, the remainder of the composition consisting of iron and unavoidable impurities resulting from the elaboration.
  • the composition of the welded and cold-rolled steel sheet is that of a steel with a high formability and a mechanical strength Rm greater than 690 MPa.
  • the composition of the steel comprises, the contents being expressed by weight: 0.13% ⁇ C ⁇ 0.3%, 1.8% ⁇ Mn ⁇ 3.5%, 0.1% ⁇ Si ⁇ 2% 0, 1% ⁇ Al ⁇ 2%, it being understood that 1% ⁇ Si + Al ⁇ 2.5%, ⁇ 0.010% N, and optionally Ni, Cr and Mo being understood that Ni + Cr + Mo ⁇ 1%, Ti ⁇ 0 , 1%, Nb ⁇ 0.1%, V ⁇ 0.1%, the remainder being iron and unavoidable impurities from the elaboration.
  • the composition of the welded and cold-rolled steel sheet is that of a press-hardening steel for the manufacture of parts of mechanical strength Rm greater than 1000 MPa.
  • the composition of the steel comprises, the contents being expressed by weight: 0.15% ⁇ C ⁇ 0.5% C, 0.4% ⁇ Mn ⁇ 3%, 0.1 ⁇ Si ⁇ 1% , Cr ⁇ 1%, Ti ⁇ 0.2%, Al ⁇ 0.1%, B ⁇ 0.010%, and optionally 0.25% ⁇ Nb ⁇ 2%, Nb ⁇ 0.060%, the balance being iron and unavoidable impurities from of elaboration.
  • the composition of the welded and cold-rolled steel sheet is that of a martensitic steel having a mechanical strength Rm of between 1200 and 1700 MPa.
  • the composition of the steel comprises, the contents being expressed by weight: 0.10% ⁇ C ⁇ 0.30%, 0.40% ⁇ Mn ⁇ 2.20%, 0.18% ⁇ Si ⁇ 0.30%, 0.010% ⁇ AI ⁇ 0.050% AI, 0.0025 ⁇ B ⁇ 0.005% ,. and optionally 0.020% ⁇ Ti ⁇ 0.035%, Cu ⁇ 0.10%, Ni ⁇ 0.10%, Cr 0,2 0.21%, the remainder being iron and unavoidable impurities from processing.
  • the welded joint is a spark weld.
  • the welded joint is a laser weld.
  • At least two hot-rolled steel sheets obtained by processes known per se, of initial thickness e, typically between 2 and 8 mm, are supplied. These sheets, also called strips, are obtained from continuously cast slabs or ingots which are then rolled on rolling mills consisting of different mill stands in which the sheets pass successively. Their length can be between 500 and 2000m.
  • These hot-rolled sheets are wound in a temperature range suitable for imparting a microstructure and a state of precipitation suitable for cold rolling and subsequent annealing.
  • a heat treatment at a temperature T R of between 400 and 700 ° C. can be carried out by placing the coils in a base annealing furnace.
  • the sheets are then unwound and then, to make the subsequent process continuous, welded end to end, that is to say, joined together to form bands of greater length.
  • this welding is performed by spark erosion or laser welding.
  • the welding conditions specific to these processes are then adapted to obtain welded joints of satisfactory quality, which results in an minimization of geometrical defects often caused by a relative misalignment of the sheets before welding, a minimization of the elongated inclusions and the difference in hardness between the welded joint and the hardness of the base metal, as well as a minimization of a possible softened zone in the heat-affected zone (ZAC) on either side of the joint plane.
  • ZAC heat-affected zone
  • the welded joints thus created at this stage which will be designated under the generic name of (S1), have a general direction perpendicular to the hot rolling direction, and extend over the entire width of the sheets or strips. These sheets or strips are etched by passing through an acid bath to remove the scale that has been formed on the surface of the sheet during the previous steps.
  • a first step designated by (L1) the sheets are then cold-rolled in the length direction as follows: thanks to a first passage in a cold rolling mill, consisting of several cages the sheets are given a degree of deformation so as to bring them to an intermediate thickness e in t. Unlike the prior art, therefore, rolling is not carried out to the final thickness of the product, but up to an intermediate thickness.
  • the rolling direction to cold is noted (DL1).
  • the deformation applied during this first rolling step must be between 0.35 and 0.65 times the total deformation associated with the complete cold rolling process:
  • the welded joint (S1) is removed by means known per se, for example by shearing. This eliminates the welded joint which has been hardened by step (L1) and which could be a potential source of subsequent rupture of the strip during subsequent cold rolling. This cut creates in this way two cold-rolled sheets intermediately by the step (L1), of thickness e in t .
  • the inventors have also demonstrated that the surface roughness of the sheets obtained according to the conventional method, by passing through a set of rolling stands, and the roughness obtained according to the invention, by two passages within of this set of cages, were similar.
  • the implementation of the invention therefore makes it possible to obtain products whose surface reactivity with respect to the subsequent annealing is little modified, so that the settings of the annealing furnaces can be preserved.
  • Reference Process R1 the sheets were directly cold-rolled by a continuous strip consisting of five rolling stands. Deformation
  • this sheet thickness of 1.6mm was then cold rolled to a final thickness ef 1mm. The rate of deformation conferred by this second stage of 1.6.
  • microstructures of the welded joints were characterized at the different stages (initial, intermediate and final thicknesses) as well as the variation of the microhardness Vickers in the cross direction of these joints, under a load of 500g. Thanks to these characterizations, it is possible to know the initial width of the welded joint and the width of the joint after cold rolling, and thus to deduce the local deformation rate of the welded joint imparted by the cold rolling.
  • Table 2 shows the difference ⁇ between the overall deformation rate of the sheet determined from its variation in thickness, with the local deformation rate of the welded joint S1 or S2, according to the manufacturing method (average of three tests )
  • Table 3 compares the width of the welded joints (measured at the Heat Affected Area) and their average hardness HV 0 , 5, measured on the sheet of final thickness 1mm obtained either by the reference method R1 either by the process of the invention 11. For comparison, also increased the hardness of the sheet thickness of 1 mm, as well as the relative difference between the hardness of the welded joints and that of the sheet metal
  • the microstructure of the joints (S1) and (S2) is very predominantly martensitic with a low proportion of bainite.
  • the surface roughness of the sheets manufactured by the conventional methods and of the invention was measured by a measurement of 3D roughness.
  • 3D images were processed using the Mountains® software.
  • the roughness profiles are analyzed according to the ISO4287 standard, the images according to the EN15178N standard. The results are shown in Table 5.
  • the invention makes it possible to manufacture sheets whose surface roughness Ra is practically not modified, that is to say that the passage twice in the rolling line has not modified the roughness by report to a single passage.
  • an increase in the roughness increases the emissivity during the annealing furnace which occurs after the cold rolling.
  • a sheet with an increased roughness is heated more rapidly, which may have consequences on the kinetics of recrystallization and precipitation and so on the final mechanical properties of the sheet.
  • a modification of the roughness can therefore lead to changing the setpoint settings of the annealing furnaces.
  • sheets rolled by a conventional method and rolled sheets by the method of the invention can be passed successively in a annealing furnace without changing the settings, which has the advantage of simplifying the management of annealing furnaces.
  • a press hardenable steel has been supplied whose composition, expressed in weight percent, is shown in Table 5, the balance being iron and unavoidable impurities from processing.
  • ⁇ is equal to: Ln (- ⁇ ) -0.69.
  • the weld (S1) was removed by shearing, the sheets thus obtained were wound and stored intermediately. These were then unwound and then soldered together to create a welded joint (S2) under the following conditions: Spinning distance: 6.5mm
  • the method according to the invention will be used with advantage to reduce the risk of rupture of strips during the manufacture of cold-rolled sheets of dual phase and TRIP steels, high formability steels, press hardening steels, cold rolled products for the automotive industry. It will also be used profitably for the manufacture of sheets in thinner thickness ranges than those obtained directly in a single rolling step by existing installations.

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Abstract

L'invention concerne un procédé de fabrication d'une tôle d'acier laminée à froid d'épaisseur ef comprise entre 0,5 et 3mm, comprenant les étapes successives selon lesquelles on approvisionne au moins deux tôles laminées à chaud d'épaisseur ei, puis on soude bout à bout lesdites au moins deux tôles laminées à chaud, de façon à créer un joint soude (S1) de direction perpendiculaire à la direction de laminage à chaud, puis on décape par passage en continu dans un bain lesdites au moins deux tôles laminées à chaud; puis on lamine a froid, dans une étape (L1), I'ensemble des au moins deux tôles laminées à chaud et soudées, jusqu'à une épaisseur intermédiaire eint, la direction de laminage à froid (DL1) coïncidant avec ladite direction de laminage à chaud, ledit laminage à froid étant effectué avec un taux de réduction Formula (I) tel que : Formula (II), puis on ôte ledit joint soudé (S1) de façon à obtenir au moins deux tôles laminées à froid de façon intermédiaire, puis on soude bout à bout les deux tôles laminées à froid de façon intermédiaire, de façon à créer un joint soude (S2) dont la direction est perpendiculaire à la direction de laminage à chaud, puis on lamine à froid, dans une étape (L2), I'ensemble des au moins deux tôles laminées à froid de façon intermédiaire et soudées, jusqu'à I'épaisseur finale ef, la direction (DL2) de I'étape de laminage à froid (L2) coïncidant avec la direction de laminage (DL1).

Description

PROCEDE DE FABRICATION DE TOLES D'ACIERS LAMINEES A FROID ET SOUDEES, ET TOLES AINSI PRODUITES
L'invention concerne la fabrication de tôles ou de bandes laminées à froid d'aciers de fine épaisseur présentant une haute résistance et une aptitude à la déformation pour la fabrication de pièces par mise en forme, en particulier dans l'industrie automobile, i : 1 ■ ! ' · . :
Parmi les familles d'aciers à haute résistance utilisées dans la construction automobile, on trouve notamment des aciers dits « dual-phase », des aciers à haute formabilité (ou « HF »), des aciers martensitiques, ainsi que des aciers destinés à être durcis sous presse. " ■ ■ t
Mais la fabrication de ces tôles en fine épaisseur est confrontée au problème suivant : ces tôles ou ces bandes sont fabriquées sur trains de laminage continus de la manière qui suit :
, - des demi-produits, brames ou lingots, sont laminés à chaud puis bobinés.
■ - après débobinage, les tôles laminées à chaud sont soudées,1 de façon à assurer la continuité des étapes suivantes du procédé, c'est-à-dire que l'extrémité d'une tôle est soudée au début de la tôle suivante. Ce soudage est généralement réalisé par étincelage ou par Laser.
- les tôles ou bandes sont décapées par passage dans un bain approprié, puis bobinées. Elles sont ensuite laminées sur un laminoir à froid puis rebobinées. Elles sont enfin recuites en continu et éventuellement revêtues. Par exemple, une tôle laminée à chaud d'une épaisseur ei=3mm peut être laminée à froid jusqu'à une épaisseur ef= 1 mm, par passage successif au sein de cages de laminage, pour obtenir une tôle laminée à froid.
La déformation totale, ou réduction subie par la tôle au cours de ce r .épaisseur initiale ei . .. laminage a froid, peut être calculée par : Ln(- - ) , soit épaisseur finale ef dans le cas mentionné ici: Ln(3)~ 1 ,10.
- la tôle laminée à froid subit ensuite un traitement au sein d'un four de recuit continu. Dans ce procédé conventionnel, la soudure est laminée à froid en une seule étape par passage dans l'ensemble des cages du train de laminage à froid, et subit une déformation qui peut être importante, d'autant plus élevée que l'épaisseur initiale e, est forte et que celle de la tôle ef est faible.
Or par nature, la soudure est une zone où se concentrent différentes singularités :
' - ÎUné singularité' géométrique, puisque 'le soudage conduit à !uné variation locale d'épaisseur dans le joint soudé. Même si des procédés de raclage peuvent être mis en œuvre de façon à ôter une grande partie de la surépaisseur, il est difficile d'éviter qu'une variation géométrique locale (sur ou sous-épaisseur) ne soit présente au niveau du joint soudé.
- Une singularité métallurgique, puisque la microstructure issue du chauffage et du refroidissement rapide est différente de la microstructure issue du laminage à chaud. De plus, la teneur en inclusions et en précipités est différente dans la soudure et dans la tôle de base avoisinante. Dans le cas du soudage par étincelage, on note ; également la présence de lignes de fibrage non parallèles à la surface de la tôle, résultant de l'étape de forgeage après l'étape d'étincelage.
- Une singularité mécanique, puisque le comportement mécanique du joint soudé en traction et en pliage, et sa ténacité, diffèrent du comportement mécanique de la tôle de base avoisinante.
Ces singularités expliquent que les joints soudés soient le lieu de concentration de déformations lors du laminage à froid. Dans certains cas, ces concentrations peuvent aller jusqu'à l'amorçage et à la propagation de défauts pouvant entraîner la rupture de la bande, ce qui interrompt naturellement la production et diminue la productivité des lignes industrielles. On recherche donc un procédé permettant d'accroître l'efficacité des installations industrielles dans la fabrication de nuances pour construction automobile, et notamment les familles d'aciers suivantes :
les aciers dual-phase, dont la structure comprend de la martensite, éventuellement de la bainite, et de la ferrite, qui allient une résistance élevée à des possibilités importantes de déformation. Soumis à une déformation, leur capacité de consolidation est très grande, ce qui permet une bonne répartition des déformations dans le cas d'une collision et l'obtention d'une limite d'élasticité nettement plus importante sur pièce après formage. Ces aciers trouvent notamment des applications pour des pièces de structures et de sécurité pour les véhicules automobile, telles que les traverses, longerons, pièces de renfort, ou encore les voiles de roues. L'épaisseur de ces tôles laminées à froid se situe typiquement entre 0,5 et 3 mm. Les exigences d'allégement et de réduction de la consommation d'énergie conduisent à une demande accrue d'aciers dual-phase à haute résistance, c'est à dire dont la résistance mécanique est comprise entre 600 et 1180MPa. Selon la résistance mécanique Rm en traction, qui peut aller par exemple de 600 à 1180 MPa, la composition de ces aciers comprend, les teneurs étant exprimées en poids,0,05% <C < 0,17%, % 1 ,1 <Mn <2,76%, 0,07% < Si< 0,7%%, S<0,008%, P <0,030%, 0,015%<AI <0,61 %, Mo <0,13%, Cr<0,55%, Cu<0,2%, Ni< 0,2%, Nb <0,050%, Ti<0,045%, V <0,010%, B <0,005%, Ca<0,030%, N<0,007%, le reste étant du fer et des impuretés inévitables provenant de l'élaboration.
Les aciers à haute formabilité, qui contiennent des éléments tels que le silicium et/ou l'aluminium pour stabiliser à température ambiante de l'austénite en quantité significative, susceptible de se transformer progressivement en martensite lors d'opérations d'emboutissage à froid ou de sollicitations, obtenant par là-même une consolidation importante. On trouve notamment parmi ces aciers à haute formabilité, des aciers dits « CFB « (Carbide Free Bainite, ou bainite sans carbures) et des aciers dits « Q-P » obtenus par une étape de trempe (« Quenching ») et une étape de partition (« Partitioning ») du carbone. Selon la résistance mécanique visée, qui peut aller par exemple de 690 à 1180 MPa, la composition de ces aciers comprend, les teneurs étant exprimées en poids, entre 0,13 et 0,3% de C, entre 1.8 et 3.5% de Mn, entre 0.1 et 2% de Si, entre 0.1 et 2% d'AI, la teneur en Si+AI étant comprise entre 1 et 2,5%, <0,010%N. A titre optionnel, ces aciers peuvent contenir en outre du Ni, du Cr et du Mo de telle sorte que Ni+Cr+Mo<1%, et des éléments de microalliage Ti, Nb, V, chacun en quantité <0,1%, le reste étant du fer et des impuretés inévitables provenant de l'élaboration.
les aciers martensitiques, qui acquièrent leur microstructure à l'issue du refroidissement suivant le recuit continu. Dans le cadre de l'application de ces aciers à la construction automobile, la gamme d'épaisseur utilisée pour des tôles martensitiques de résistance mécanique comprise entre 1200 et H 700 MPa dans le 'domaine dè la construction' automobile, est comprise couramment entre 0,6 et 2mm. La composition de ces aciers comprend notamment, les teneurs étant exprimées en poids : entre 0,10 et 0,30% de C, entre 0,40 et 2,20% de Mn, entre 0,18 et 0,30%Si, entre 0,010 et 0,050%AI, entre 0,0025 et 0,005%B. A titré optionnel, ces aciers peuvent également contenir entre 0,020 et 0,035%Ti, jusqu'à 0,10%Cu ou de Ni, et jusqu'à 0,21 %Cr, le reste étant du fer et des impuretés inévitables provenant de l'élaboration.
les aciers destinés au durcissement sous presse, qui sont des aciers qui acquièrent leur microstructure finale sur pièces grâce à un chauffage dans le domaine intercritique ou austénitique suivi d'une déformation à chaud et d'un refroidissement rapide dans l'outillage d'une presse, ce qui provoque une transformation martensitique et/ou bainitique. La gamme typique d'épaisseur de ces tôles laminées à froid va de 0,6 à 3 mm. Selon la résistance mécanique en traction finale visée, qui peut aller par exemple de 1000 à 2000 MPa, la composition de ces aciers comprend, les teneurs étant exprimées en poids, entre 0,15% et 0,5% de C entre 0,4% et 3% de Mn, entre 0.1 et 1 % de Si, < 1% Cr, Ti < 0.2%, Al < 0.1%, B < 0.010%, N<0,010%, optionnellement entre 0.25% et 2%, Nb < 0.060%, le reste étant du fer et des impuretés inévitables provenant de l'élaboration.
On recherche donc un procédé qui permettrait d'éviter la concentration de déformations dans les joints soudés réalisés avant le laminage à froid et ainsi de minimiser le risque de rupture lors du laminage.
L'invention vise à mettre à disposition un tel procédé applicable à la fabrication de tôles laminées à froid d'aciers Dual Phase, en particulier de résistance mécanique supérieure à 600 MPa, d'aciers à haute formabilité de résistance mécanique supérieure à 690 MPa, d'aciers martensitiques de résistance mécanique supérieure à 1200 MPa, et d'aciers pour emboutissage à chaud.
Il existe également un besoin de disposer de tôles minces dans une gamme d'épaisseur plus faible que celle qui est accessible grâce à un laminage à froid effectué par passage dans un train de laminage donné, dont l'effort maximal de laminage est limité par définition par la conception mécanique des cages du train considéré. De plus, le couple dé laminage est limité par le couple des moteurs et les rapports de réduction.
L'invention vise donc à mettre à disposition un procédé de fabrication économique, qui évite des modifications coûteuses d'installation de laminage existantes, et qui permet en particulier la fabrication de tôles minces à haute résistance de faible épaisseur, difficiles à laminer à froid.
De la sorte, l'invention vise également à mettre à disposition des tôles laminées à froid dans une gamme plus étendue d'épaisseurs par rapport aux capacités de laminage des installations existantes.
A cet effet, l'invention a pour objet un procédé de fabrication d'une tôle d'acier laminée à froid d'épaisseur ef comprise entre 0,5 et 3mm, comprenant les étapes successives et dans cet ordre selon lesquelles on approvisionne au moins deux tôles laminées à chaud d'épaisseur e,, puis on les soude bout à bout de façon à créer un joint soudé (S1) de direction perpendiculaire à la direction de laminage à chaud, puis on décape par passage en continu dans un bain ces au moins deux tôles laminées à chaud ; puis on lamine à froid, dans une étape (L1) l'ensemble des au moins deux tôles laminées à chaud et soudées jusqu'à une épaisseur intermédiaire ejnt, la direction de laminage à froid (DL^ coïncidant avec la direction de laminage à chaud, le laminage à froid étant effectué avec un taux de réduction ε1=Ζ«(—— ) tel que :
eint
0,35 < puis on ôte le joint soudé (S1) de façon à obtenir au
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moins deux tôles laminées à froid de façon intermédiaire puis on soude bout à bout ces au moins deux tôles laminées à froid de façon intermédiaire de façon à créer un joint soudé (S2) dont la direction est perpendiculaire à la direction de laminage à chaud, puis on lamine à froid, dans une étape (L2), l'ensemble des au moins deux tôles laminées à froid de façon intermédiaire et soudées, jusqu'à l'épaisseur finale ef, la direction (DL2) de l'étape de laminage à froid (L2) coïncidant avec la direction de laminage (DL-i).
Lé taux de réduction ει est préférentiellement tel:qué : 0,4 < εΊ≤ 0,8. : ' Selon un mode préféré, la composition de l'acier est celle d'un acier du type Dual Phase de résistance mécanique Rm supérieure à 600 MPa.
A titre préférentiel, la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids : 0,05% <C < 0, 17%, 1 , 1 % <Mn <2,76%, 0,07% < Si< 0,7%%, S<0,008%, P <0,030%, 0,015%< Al <0,61 %, Mo <0, 13%, Cr<0,55%, Cu<0,2%, Ni< 0,2%, Nb <0,050%, Ti<0,045%, V <0,010%, B <0,005%, Ca<0,030%, N<0,007%, le reste de la composition étant constitué de fer et d'impuretés inévitables résultant de l'élaboration.
Selon un autre mode préféré, la composition de l'acier est celle d'un acier à haute formabilité, de résistance mécanique Rm supérieure à 690 MPa.
A titre préférentiel, la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids : 0, 13% <C< 0,3%, 1 ,8% <Mn < 3.5%, 0.1 % <Si< 2% , 0, 1 % < Al <2%, étant entendu que 1 %< Si+AI< 2,5%, <0,010%N, et optionnellement Ni, Cr et Mo étant entendu que Ni+Cr+Mo<1 %, Ti<0, 1 %, Nb<0, 1 %, V<0, 1 %, le reste étant du fer et des impuretés inévitables provenant de l'élaboration.
Selon un autre mode préféré, la composition de l'acier est celle d'un acier pour durcissement sous presse pour la fabrication de pièces dë résistance mécanique Rm supérieure à 1000 MPa.
A titre préférentiel, la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids : 0, 15% <C< 0,5%C, 0,4% <Mn< 3%, 0, 1 <Si< 1 %, Cr< 1 %,Ti < 0,2%, Al < 0, 1 %, B < 0.010%, et optionnellement 0.25%< Nb< 2%, Nb≤ 0.060%, le reste étant du fer et des impuretés inévitables provenant de l'élaboration. Selon un autre mode préféré, la composition de l'acier est celle d'un acier martensitique de résistance mécanique Rm comprise entre 1200 et 1700 MPa.
A titre préférentiel, la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids : 0,10 %< C < 0,30%, 0,40% < Mn < 2,20%, 0,18% <Si < 0,30%, 0,010%<AI < 0,050%AI, 0,0025 < B < 0,005% et à titre optionnel 0,020% <Ti < 0,035%, Cu < 0,10%, Ni≤ 0,10%, Cr < 0,21%, le reste étant du' fer et des impuretés inévitables provenant de l'élaboration.
Selon un mode préféré, après que l'on a ôté le joint soudé (S1), et avant que l'on crée le joint soudé (S2), on bobine, on stocke de façon temporaire, puis on débobine lesdites au moins deux tôles laminées à froid de façon intermédiaire.
Selon un mode particulier, le joint soudé (S1 ) ou le joint soudé (S2) est réalisé par soudage par étincelage.
Selon un autre mode particulier, le joint soudé (S1) ou le joint soudé (S2) est réalisé par Laser.
L'invention a également pour objet une tôle d'acier soudée puis laminée à froid d'épaisseur comprise entre 0,5 et 3mm, dont le taux de déformation créé par le laminage à froid dans le métal de base est égal à £ B, dont le taux de déformation créé par le laminage à froid dans le joint soudé est égal à εδ, caractérisé en ce que : 0,4≤ < 0,7.
εΜΒ
Selon un mode préféré, la composition de la tôle d'acier soudée puis laminée à froid est celle d'un acier du type Dual Phase de résistance mécanique Rm supérieure à 600 MPa.
A titre préférentiel, la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids :0,05% <C < 0,17%, 1 ,1 % <Mn <2,76%, 0,07% < Si< 0,7%%, S<0,008%, P <0,030%, 0,015%< Al <0,61%, Mo <0,13%, Cr<0,55%, Cu<0,2%, Ni< 0,2%, Nb <0,050%, Ti<0,045%, V <0,010%, B <0,005%, Ca<0,030%, N<0, 007%, le reste de la composition étant constitué de fer et d'impuretés inévitables résultant de l'élaboration. Selon un autre mode préféré, la composition de la tôle d'acier soudée puis laminée à froid est celle d'un acier à haute formabilité, de résistance mécanique Rm supérieure à 690 MPa.
A titre préférentiel, la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids : 0,13% <C< 0,3% , 1 ,8%≤Mn < 3.5%, 0.1% <Si< 2% 0,1% < Al <2%, étant entendu que 1 %< Si+AI< 2,5%, <0,010%N, et optionnellement Ni, Cr et Mo étant entendu que Ni+Cr+Mo<1%, Ti<0,1%, Nb<0,1%, V<0,1%, le reste étant du fer et des impuretés inévitables provenant de l'élaboration.
Selon un autre mode préféré, la composition de la tôle d'acier soudée puis laminée à froid est celle d'un acier pour durcissement sous presse pour la fabrication de pièces de résistance mécanique Rm supérieure à 1000 MPa. A titre préférentiel, la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids : 0,15% <C< 0,5%C, 0,4% <Mn< 3%, 0,1<Si< 1%, Cr< 1%, Ti < 0,2%, Al < 0,1%, B < 0.010%, et optionnellement 0.25%< Nb< 2%, Nb < 0.060%, le reste étant du fer et des impuretés inévitables provenant de l'élaboration.
Selon un autre mode préféré, la composition de la tôle d'acier soudée puis laminée à froid est celle d'un acier martensitique, de résistance mécanique Rm comprise entre 1200 et 1700 MPa.
A titre préférentiel, la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids : 0,10 %≤ C < 0,30%, 0,40% < Mn < 2,20%, 0,18% <Si < 0,30%, 0,010%<AI < 0,050%AI, 0,0025 < B < 0,005%,. et à titre optionnel 0,020% <Ti < 0,035%, Cu < 0,10%, Ni < 0,10%, Cr≤ 0,21%, le reste étant du fer et des impuretés inévitables provenant de l'élaboration.
Selon un mode particulier, le joint soudé est une soudure par étincelage.
Selon un autre mode particulier, le joint soudé est une soudure Laser.
La mise en oeuvre du procédé de fabrication d'une tôle laminée selon l'invention est la suivante :
- On approvisionne au moins deux tôles d'acier laminées à chaud, obtenues par des procédés connus en eux-mêmes, d'épaisseur initiale e, typiquement comprise entre 2 et 8 mm. Ces tôles, encore appelées bandes, sont obtenues à partir de brames coulées en continu ou de lingots qui sont ensuite laminés sur des trains de laminage constitués de différentes cages de laminoir dans lesquelles les tôles passent successivement. Leur longueur peut être comprise entre 500 et 2000m. Ces tôles laminées à chaud sont bobinées dans un domaine de température propre à conférer une microstructure et un état de précipitation adapté au laminage à froid et au recuit ultérieur. A titre optionnel, en vue de diminuer la dureté des tôles pour faciliter le laminage à froid qui va suivre, un traitement thermique à une température TR comprise entre 400 et 700°C peut être effectué en plaçant les bobines dans un four de recuit base, le maintien à la température TR étant compris entre 5 minutes et 24h. Les tôles sont ensuite débobinées puis, pour rendre le procédé ultérieur continu, soudées bout à bout, c'est-à-dire raboutées entre elles de façon à former des bandes de longueur plus importante. A titre préférentiel, ce soudage est réalisé par étincelage ou par soudage Laser. Les conditions de soudage spécifiques à ces procédés sont alors adaptées pour obtenir des joints soudés de qualité satisfaisante, ce qui se traduit par une minimisation de défauts géométriques souvent causés par un mauvais alignement relatif des tôles avant soudage, une minimisation des inclusions allongées et de la différence de dureté entre le joint soudé et la dureté du métal de base, ainsi qu'une minimisation d'une éventuelle zone adoucie dans la Zone Affectée par la Chaleur (ZAC) de part et d'autre du plan de joint. Les joints soudés ainsi créés à ce stade, que l'on désignera sous le nom générique de (S1), ont une direction générale perpendiculaire à la direction de laminage à chaud, et s'étendent sur toute la largeur des tôles ou des bandes. Ces tôles ou ces bandes sont décapées par passage dans un bain d'acide pour éliminer la calamine qui a été formée à la surface de la tôle lors des étapes précédentes. - lors d'une première étape désignée par (L1), on procède ensuite au laminage à froid des tôles dans le sens de leur longueur de la façon suivante : grâce à un premier passage dans un train de laminage à froid, constitué de plusieurs cages, on confère aux tôles un taux de déformation de façon à les amener à une épaisseur intermédiaire eint. Contrairement à l'art antérieur, on n'effectue donc pas le laminage jusqu'à l'épaisseur finale du produit, mais jusqu'à une épaisseur intermédiaire. La direction de laminage à froid est notée (DL1 ). Après ce premier passage dans la totalité des cages du train de laminage à froid, la déformation ει conférée par le laminage à la tôle est : Ln(—— ) Les inventeurs ont mis en évidence que le taux de déformation lors de cette première étape devait être effectuée en relation avec le taux de déformation total calculé à partir de l'épaisseur finale et après la totalité des étapes de lamina e à froid, de façon à ce que la relation suivante soit observée :0,35 <
Figure imgf000012_0001
En d'autres termes, la déformation appliquée lors de cette première étape de laminage doit être comprise entre 0,35 et 0,65 fois la déformation totale associée au procédé complet de laminage à froid :
- lorsque ce rapport est inférieur à 0,35, le laminage du produit lors de l'étape qui suit l'étape intermédiaire, sera effectué avec un taux de déformation plus important, ce qui accroît le risque de rupture prématurée du joint soudé dans la bande.
- lorsque ce rapport est supérieur à 0,65, le taux de laminage associé à la première étape conduit également à un accroissement du risque de rupture du joint soudé.
Après cette première étape de laminage, le joint soudé (S1 ) est éliminé par un moyen connu en lui-même, par exemple par cisaillage. On élimine de la sorte le joint soudé qui a été écroui par l'étape (L1 ) et qui pourrait être une origine potentielle de rupture ultérieure de la bande lors du laminage à froid ultérieur. Cette découpe crée de la sorte deux tôles laminées à froid de façon intermédiaire par l'étape (L1 ), d'épaisseur eint.
Ces tôles sont ensuite bobinées et stockées de façon temporaire. Elles sont ensuite débobinées pour effectuer l'opération de raboutage des deux tôles. Cette seconde étape de soudage permet de créer un joint soudé (S2) dont la direction générale s'étend perpendiculairement à la direction de laminage à froid (DL1 ), sur toute la largeur des tôles. Bien que cette opération se déroule dans des conditions qui semblent proches de celles du soudage (S1), on notera que les paramètres de soudage de (S2) sont en réalité différents de (S1) puisque ceux-ci sont adaptés à l'épaisseur eint, inférieure à l'épaisseur e,. En particulier, l'énergie de soudage de (S2) est plus faible, ce qui conduit à la réalisation de zones soudées de moindre largeur et à la formation éventuelle de zones adoucies ' en ZAC de largèur ét d'àmplitudè plus réduites. On crée 'donc un'joint soudé (S2) dont la résistance et la ténacité offrent une résistance accrue à la rupture lors de l'étape de laminage à froid (L2) qui va suivre. Ce laminage (L2) est effectué dans une direction (DL2) identique à la direction (DL1) jusqu'à une épaisseur finale ef, avec un taux de déformation ε2 conféré à la tôle égal à:
Figure imgf000013_0001
Les inventeurs ont également mis en évidence que la rugosité de surface des tôles obtenues selon le procé i dé conventionnel, par un passage au sein d'un ensemble de cages de laminage, et la rugosité obtenue selon l'invention, par deux passages au sein de cet ensemble de cages, étaient similaires. La mise en œuvre de l'invention permet donc d'obtenir des produits dont la réactivité de surface vis-à-vis du recuit ultérieur est peu modifiée, si bien que les réglages des fours de recuit peuvent être conservés.
La présente invention va être maintenant illustrée à partir des exemples suivants donnés à titre non limitatif.
Exemple 1 :
On a élaboré un acier dont la composition permettant la fabrication d'une tôle d'acier du type Dual Phase figure au tableau ci-dessous, exprimée en pourcentage pondéral, le solde étant du fer et des impuretés inévitables provenant de l'élaboration. Cette composition permet la fabrication d'une tôle Dual Phase avec une résistance mécanique en traction Rm supérieure à 980MPa. C Mn Si S P Al Mo Cr Ni Nb Ti B,075 2,49 0,284 0,001 0,013 0,158 0,085 0,295 0,015 0,024 0,036 0,0023
Tableau 1 Composition d'acier Dual Phase (% poids)
Des tôles d'acier d'une largeur de 1500 mm ont été laminées à chaud, jusqu'à une épaisseur e, de 3mm. Afin de rendre le procédé continu, ces tôles ont été soudées par étincelage dans les conditions (S1) suivantes :
Distance d'étincelage : 9,5mm
Distance de forgeage : 2,5mm
Durée du cycle de soudage : 9s.
Ces tôles laminées à chaud soudées ont été ensuite laminées à froid jusqu'à une épaisseur de 1mm par deux procédés différents :
Procédé de référence R1 : les tôles ont été directement laminées à froid par un trajn continu constituées de cinq cages de laminage. La déformation
3
conférée par le laminage à la tôle est : Ln(-)—1 ,10.
Procédé selon l'invention 11 : les tôles ont été laminées à froid par un tra n continu constitué de cinq cages de laminage jusqu'à une épaisseur intermédiaire eint de 1 ,6mm. A ce stade, la déformation ει est égale à :
3
Ln— ) ~0,63. La soudure (S1) a été ôtée par cisaillage, les tôles ainsi
1,6
obtenues ont été bobinées et stockées de façon intermédiaire. Celles-ci ont été ensuite débobinées puis soudées entre elles par étincelage pour créer un joint soudé (S2) dans les conditions suivantes :
Distance d'étincelage : 6,5mm
Distance de forgeage : 1 ,5mm
Durée du cycle de soudage : 7s.
Après élimination par usinage de la surépaisseur du joint (S2), cette tôle d'épaisseur 1 ,6mm a été ensuite laminée à froid jusqu'à une épaisseur finale ef de 1mm. Le taux de déformation conféré par cette seconde étape de ,1,6.
laminage (L2) est égal à : Ln{— ) ~0,47. De la sorte le rapport emt est
1 T ( EL \
ef égal à :~0,57.
On a caractérisé les microstructures des joints soudés aux différentes étapes (initiale, épaisseurs intermédiaire et finale) ainsi que la variation de la microdureté Vickers dans le sens travers de ces joints, sous une charge de 500g. Grâce à ces caractérisations, il est possible de connaître la largeur initiale du joint soudé et la largeur du joint après laminage à froid, et donc d'en déduire le taux de déformation local du joint soudé conféré par le laminage à froid. Le tableau 2 présente l'écart Δ entre le taux de déformation global de la tôle déterminé à partir de sa variation d'épaisseur, avec le taux de déformation local du joint soudé S1 ou S2, selon le procédé de fabrication (moyenne de trois essais)
Figure imgf000015_0001
Tableau 2
Pour le procédé conventionnel, on montre ainsi que le joint soudé se déforme de 7% de moins que la tôle avoisinante. D'une manière surprenante, on met en évidence que le procédé de l'invention conduit à ce que le taux de déformation conféré par le laminage soit pratiquement identique dans la tôle et dans la bande, et donc de réduire le risque d'une rupture prématurée dans le joint soudé du fait que les déformations se concentrent plus particulièrement dans cette zone.
De plus, le tableau 3 compare la largeur des joints soudés (mesurées au niveau de la Zone Affectée par la Chaleur) et leur dureté HV0,5 moyenne, mesurées sur la tôle d'épaisseur finale 1mm obtenue soit par le procédé de référence R1 , soit par le procédé de l'invention 11. Pour comparaison, on a également porté la dureté de la tôle d'épaisseur 1 mm, ainsi que l'écart relatif entre la dureté des joints soudés et celle de la tôle
La microstructure des joints (S1) et (S2) est très majoritairement martensitique avec une faible proportion de bainite.
Figure imgf000016_0001
Tableau 3
On met ainsi en évidence que le procédé de l'invention conduit à l'obtention d'une bande soudée dont le joint est plus étroit et dont la différence de dureté avec le métal de base est plus faible que dans le cas du procédé de référence, cette homogénéité contribuant à réduire le risque de rupture prématurée dans le joint soudé lors du laminage à froid.
Au moyen d'éprouvettes de traction de 70mm de long et de 5mm de large prélevées dans le sens parallèle aux joints soudés, on a mesuré la résistance Rm et l'allongement à rupture A dans les tôles laminées à froid d'épaisseur 1 mm fabriquées par le procédé de référence et le procédé selon l'invention. Les résultats relatifs aux joints soudés et à la tôle de base sont présentés au tableau 4.
Figure imgf000016_0002
Tableau 4 On met là encore en évidence que le procédé selon l'invention permet d'obtenir une grande homogénéité de propriétés mécaniques entre la tôle de base et le joint soudé, ce qui permet de réduire le risque de rupture lors du laminage à froid de la bande. En effet, dans le procédé conventionnel R1 , l'allongement à rupture du joint soudé est plus faible, ce qui signifie qu'une concentration localè de contraintes ! pourrait conduire plus facilement à une ! rupture. Dans le procédé de l'invention, la réserve de plasticité du joint soudé est plus importante et comparable à celle du métal de base, si bien que le risque de rupture est notablement diminué.
Par ailleurs, on a mesuré la rugosité superficielle des tôles fabriquées par les procédés conventionnel et de l'invention grâce une mesure de rugosité 3D. Les images 3D ont été traitées grâce au logiciel Mountains®. Les profils de rugosité sont analysés selon la norme ISO4287, les images selon la norme EN15178N. Les résultats figurent au tableau 5.
Figure imgf000017_0001
On voit que l'invention permet de fabriquer des tôles dont la rugosité de surface Ra n'est pratiquement pas modifiée, c'est-à-dire que le passage à deux reprises dans la ligne de laminage n'a pas modifié la rugosité par rapport à un seul passage. Or on sait qu'une augmentation de la rugosité augmente l'émissivité lors du recuit en four qui intervient après le laminage à froid. Dans le cas par exemple d'un four de recuit avec chauffage par flamme directe qui conduit à une phase oxydante pour le fer, une tôle avec une rugosité accrue est chauffée plus rapidement, ce qui peut avoir des conséquences sur les cinétiques de recristallisation et de précipitation et donc sur les propriétés mécaniques finales de la tôle. Une modification de la rugosité peut donc conduire à changer les réglages de consigne des fours de recuit.
Or comme on a vu que la rugosité n'est pratiquement pas modifiée, pour une composition d'acier et une épaisseur données, des tôles laminées par un procédé conventionnel et des tôles laminées par le procédé de l'invention peuvent être passées successivément dans un four de recuit sans modifier lès réglages, ce qui présente l'avantage de simplifier la gestion des fours de recuit.
Exemple 2
Un acier durcissable sous presse a été approvisionné dont la composition, exprimée en pourcentage pondéral, figure au tableau 5, le solde étant du fer et des impuretés inévitables provenant de l'élaboration.
Figure imgf000018_0001
Tableau 5
Des tôles d'acier ont été laminées à chaud jusqu'à une épaisseur ej de
3,5mm. Afin de rendre le procédé continu, ces tôles ont été soudées par étincelage dans les conditions (S1) suivantes :
Distance d'étincelage : 9,5mm
Distance de forgeage : 2,5mm
Durée du cycle de soudage : 12s.
Durée de recuit post-soudage : 9s
Les tôles ont été laminées à froid par un train continu constitué de cinq cages de laminage jusqu'à une épaisseur intermédiaire eint=1 ,75mm. A ce stade, la
3 5
déformation ι est égale à : Ln(-^) -0,69. La soudure (S1) a été ôtée par cisaillage, les tôles ainsi obtenues ont été bobinées et stockées de façon intermédiaire. Celles-ci ont été ensuite débobinées, puis soudées entre elles par étincelage pour créer un joint soudé (S2) dans les conditions suivantes : Distance d'étincelage : 6,5mm
Distance de forgeage : 1 ,5mm
Durée du cycle de soudage : 7s.
Durée de recuit post-soudage : 7s.
Après élimination par usinage de la surépaisseur du joint (S2), cette tôle d'épaisseur 1 ,75mm a été ensuite laminée à froid jusqu'à une épaisseur finale ef de 0,64mm. Le taux de déformation conféré par cette seconde étape
1 75 Ln(~~) de laminage (L2) est égal à : Ln{—— ) ~1. De la sorte le rapport est
Figure imgf000019_0001
égal à :~6,41.-
Dans ces conditions, qui sont celles de l'invention, on constate que le procédé ne donne lieu à aucune rupture prématurée dé bande au niveau du joint soudé et qu'il est possible de réaliser des tôles de fine épaisseur de cette nuance d'acier durcissable sous presse.
Le procédé selon l'invention sera utilisé avec profit pour réduire le risque de rupture de bandes lors de la fabrication de tôles laminées à froid d'aciers Dual Phase et TRIP, d'aciers à Haute Formabilité, d'aciers pour durcissement sous presse, laminées à froid pour l'industrie automobile. Il sera également utilisé avec profit pour la fabrication de tôles dans des gammes d'épaisseur plus fines que celles qui sont obtenues directement en une seule étape de laminage par les installations existantes.

Claims

REVENDICATIONS
Procédé de fabrication d'une tôle d'acier laminée à froid d'épaisseur ef comprise entre 0,5 et 3mm, comprenant les étapes successives et dans cet ordre selon lesquelles :
on .approvisionne au moins deux tôles laminées à chaud d'épaisseur e,, puis
on soude bout à bout lesdites au moins deux tôles laminées à chaud, de façon à créer un joint soudé (S1 ) de direction perpendiculaire à la direction de laminage à chaud, puis
on 'décape par passage en continu dans un bain lesdites au moins deux tôles laminées à chaud ; puis
on lamine à froid, dans une étape (L1 ), l'ensemble des au moins deux tôles laminées à chaud et soudées, jusqu'à une épaisseur intèrmédiaire eint, la direction de laminage à froid (DM) coïncidant avec ladite direction de laminage à chaud, ledit laminage à froid étant effectué avec un taux de réduction z^Ln{—— ) tel que :
-int
Figure imgf000020_0001
on ôte ledit joint soudé (S1 ) de façon à obtenir au moins deux tôles laminées à froid de façon intermédiaire, puis
on soude bout à bout lesdites au moins deux tôles laminées à froid de façon intermédiaire, de façon à créer un joint soudé (S2) dont la direction est perpendiculaire à la direction de laminage à chaud, puis on lamine à froid, dans une étape (L2), l'ensemble des au moins deux tôles laminées à froid de façon intermédiaire et soudées, jusqu'à ladite épaisseur finale ef, la direction (DL2) de l'étape de laminage à froid (L2) coïncidant avec la direction de laminage (Dl_i) Procédé de fabrication selon la revendication 1 , caractérisé en ce que :
0,4 <ε1=Ζ«(— )≤0,8
3. Procédé de fabrication selon la revendication 1 ou 2, caractérisé en ce ! que la composition de l'acier! est celle d'un acier du type Dual Phase de résistance mécanique Rm supérieure à 600 MPa.
4. Procédé de fabrication selon la revendication 3, caractérisé en ce que la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,05% <C < 0,17%
1 ,1% <Mn≤2,76%
0,07% < Si< 0,7%%
S<0,008%'
P <0,030%
0,015%< AI <0,61 %
Mo <0,13%
Cr<0,55%
Cu<0,2%
Ni< 0,2%
Nb <0,050%
Ti<0,045%
V <0,010%
B <0,005%
Ca<0,030%
N<0,007%,
le reste de la composition étant constitué de fer et d'impuretés inévitables résultant de l'élaboration.
5. Procédé de fabrication selon la revendication 1 ou 2, caractérisé en ce que la composition de l'acier est celle d'un acier à haute formabilité, de résistance mécanique Rm supérieure à 690 MPa.
Procédé de fabrication selon la revendication 5, caractérisé en ce que la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,13% <C< 0,3%
; , . j . r 1 ,8% <Mn≤3.5% j . , , , ,
0.1 % <Si< 2%
0,1 %≤ Al≤2%
étant entendu que 1 %< Si+AI< 2,5%,
<0,010%N,
et optionnellement Ni, Cr et Mo étant entendu que Ni+Cr+Mo<1 %,
Ti<0,1 %
Nb<0,1%
V<0,1 %
le resté étant du fer et des impuretés inévitables provenant de l'élaboration.
Procédé de fabrication selon la revendication 1 ou 2, caractérisé en ce que l'acier est un acier pour durcissement sous presse pour la fabrication de pièces de résistance mécanique Rm supérieure à 1000 MPa.
Procédé de fabrication selon la revendication 7, caractérisé en ce que la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,15% <C≤0,5%C
0,4% <Mn< 3%
0,1<Si< 1%
Cr< 1 %,
Ti < 0,2%,
Al < 0,1%,
B < 0.010%,
et optionnellement
0.25%< Nb< 2%,
Nb < 0.060%,
le reste étant du fer et des impuretés inévitables provenant de l'élaboration.
9. Procédé de fabrication selon la revendication 1 ou 2, caractérisé en ce que la composition de l'acier est celle d'un acier martensitique, de résistance mécanique Rm comprise entre 1200 et 1700 M Pa.
10. Procédé de fabrication selon la revendication 9, caractérisé en ce que la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,10 %< C < 0,30%
0,40% < Mn < 2,20%
0,18% <Si < 0,30%
0,010%<AI≤0,050%AI 1
; 0,0025 < B < 0,005%
et à titre optionnel
0,020% <Ti < 0,035%
Cu < 0,10%
Ni < 0,10%
Cr < 0,21%,
le reste étant du fer et des impuretés inévitables provenant de l'élaboration.
11. Procédé de fabrication selon l'une quelconque des revendications 1 à 10, caractérisé en ce qu'après que l'on a ôté ledit joint soudé (S1), et avant que l'on crée ledit joint soudé (S2), on bobine, on stocke de façon temporaire, puis on débobine lesdites au moins deux tôles laminées à froid de façon intermédiaire.
12. Procédé de fabrication selon l'une quelconque des revendications 1 à 11 , caractérisé en ce qu'au moins ledit joint soudé (S1) ou qu'au moins ledit joint soudé (S2) est réalisé par soudage par étincelage.
13. Procédé de fabrication selon l'une quelconque des revendications 1 à 11 , caractérisé en ce qu'au moins ledit joint soudé (S1) ou qu'au moins ledit joint soudé (S2) est réalisé par Laser.
Tôle d'acier soudée puis laminée à froid d'épaisseur comprise entre 0,5 et 3mm, dont le taux de déformation créé par le laminage à froid dans le métal de base est égal à εΜΒ, dont le taux de déformation créé par le laminage à froid dans le joint soudé est égal à εδ, caractérisé en
Figure imgf000024_0001
15. Tôle d'acier soudée puis laminée à froid selon la revendication 14, caractérisée en ce que la composition de l'acier est celle d'un acier du type Dual Phase de résistance mécanique Rm supérieure à 600 MPa.
16. Tôle d'acier soudée puis laminée à froid selon la revendication 15, caractérisée en ce que la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,05% <C < 0,17%
1 ,1% <Mn <2,76%
0,07% < Si< 0,7%%
S<0,008%
P <0,030%
0,015%< Al <0,61%
Mo <0,13%
Cr<0,55%
Cu<0,2%
Ni< 0,2%
Nb <0,050%
Ti<0,045%
V <0,010%
B <0,005% Ca<0,030%
N<0,007%,
le reste de la composition étant constitué de fer et d'impuretés inévitables résultant de l'élaboration.
17. Tôle d'acier soudée puis laminée à froid selon la revendication 14, caractérisée en de que la composition de!l'acier est celle d'un aciër à ' haute formabilité, de résistance mécanique Rm supérieure à 690 MPa.
18. Tôle d'acier soudée puis laminée à froid selon la revendication 17, caractérisé en ce*que la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,13% <C< 0,3%
1 ,8%≤Mn≤3.5%
0.1% <Si< 2%
0,1 % < AI <2%
étant entendu que 1%< Si+AI< 2,5%,
<0,010%N,
et optionnellement Ni, Cr et Mo étant entendu que Ni+Cr+Mo<1 %,
Ti<0,1 %
Nb<0,1 %
V<0,1%
le resté étant du fer et des impuretés inévitables provenant de l'élaboration.
19. Tôle d'acier soudée puis laminée à froid selon la revendication 14, en ce que l'acier est un acier pour durcissement sous presse pour la fabrication de pièces de résistance mécanique Rm supérieure à 1000 MPa.
20. Tôle d'acier soudée puis laminée à froid selon la revendication 19, caractérisée en ce que la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,15% <C< 0,5%C
0,4% <Mn< 3%
0,1<Si< 1 %
Cr< 1%,
Ti < 0,2%,
Al < 0,1%,
B < 0.010%,
et optionnellement
0.25%< Nb< 2%,
Nb < 0.060%,
le reste étant du fer et des impuretés inévitables provenant de l'élaboration.
21. Tôle d'acier soudée puis laminée à froid selon la revendication 14, caractérisée en ce que la composition de l'acier est celle d'un acier martensitique, de résistance mécanique Rm comprise entre 1200 et 1700 MPa.
22. Tôle d'acier selon la revendication 21 , caractérisée en ce que la
composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,10 %< C < 0,30%
0,40% < Mn < 2,20%
0,18% <Si < 0,30%
0,010%<AI < 0,050%AI
0,0025 < B < 0,005%
.et à titre optionnel
0,020% <Ti < 0,035%
Cu < 0,10%
Ni < 0,10% Cr < 0,21 %,
le reste étant du fer et des impuretés inévitables provenant de l'élaboration.
23. Tôle d'acier selon l'une quelconque des revendications 14 à 22, caractérisé en ce que ledit joint soudé est une soudure par étincelage.
24. Tôle d'aciér selon l'une quelconque des revéndications 14 à 22, caractérisée en ce que ledit joint soudé est une soudure Laser.
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