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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
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 lnduced
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.
CA 2954830 2018-12-12
CA 02954830 2017-01-11
WO 2016/005811 PCT/IB2015/001159
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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
1.0 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
zo 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 à- 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.
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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)
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%
0,1% É 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% 5 MO5 0,11%, OU
0,10% 5 CrÉ 0,6% lorsque 0,11% < MoÉ_ 0,35%
Nb É 0,045%
0,005% Al 5 0,1%
0,002% É N _É 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 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%.
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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 É 1,9%
0,1`)/0.5 Si É 0,3%
0,07% É Ti 5 0,125%
0,05% 5 Mo É 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% < MoÉ 0,25%
Nb É 0,045%
0,005% É Al É 0,1%
0,002% É. N É. 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 CrÉ 0,52% lorsque 0,05% 5 MO5 0,11%, OU
0,10% 5 Cr5 0,52% lorsque 0,11% < MoÉ 0,25%
- la composition de l'acier comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,05% É MoÉ 0,18%, et
0,16% É CrÉ 0,55% lorsque 0,05% 5 MO5 0,11%, OU
0,10% 5 CrÉ 0,55% lorsque 0,11% < MoÉ 0,18 /0
- la composition chimique comprend, les teneurs étant exprimées en poids :
0,05% É C É 0,07%
1,4% <Mn 5 1,6%
0,15% É Si <0,3%
Nb É. 0,04 /0
0,01% É 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,
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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 /f. d'observation, satisfait :
- un premier critère de profondeur maximale défini par
P,'" 8 micromètres
avec Pim" : 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 "
IP," xi 2,5 micromètres
ref I
avec P,"1 Y : 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 /,f 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%
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1,2% 5 Mn 1,9%
0,1% 5 Si5 0,3%
0,07% Ti 5. 0,125%
0,05% 5_ Mo5 0,35%
0,15% < Cr5 0,6% lorsque 0,05% 5_ Mo5 0,11%, ou
0,10% 5 Cr5 0,6% lorsque 0,11% < Mo5 0,35%
Nb 5. 0,045%
0,005% 5. AI 5 0,1%
0,002% 5 N 0,01%
S 0,004`)/0
P<0,020%
et optionnellement 0,001% V 5. 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 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.
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- la composition consiste, les teneurs étant exprimées en poids :
0,04% 5 C _5 0,08%
1,2% <Mn 5 1,9%
0,1% <Si 5 0,3%
0,07 /0 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 Cr5 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 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 Mo5 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 Cr.5 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 <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.
L'invention porte en outre sur une tôle d'acier laminée à chaud, bobinée et
décapée ayant 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 comprise entre 780 MPa et 950 MPa et un allongement à rupture
supérieur à 10% et un rapport d'expansion de trou (Ac) supérieur ou égal à
45%,
et une profondeur de défauts superficiels dus à l'oxydation répartis sur n
zones
d'oxydation i de la tôle, i étant compris entre 1 et n, et les n zones
d'oxydation
s'étendant sur une longueur /ref d'observation, satisfaisant :
- un premier critère de profondeur maximale défini par
Prx 8 micromètres
avec Pr : profondeur maximale d'un défaut dû à l'oxydation sur la zone
d'oxydation i de ladite tôle, et
- un second critère de profondeur moyenne défini par
1
Epr.1, 2,5 micromètres
rej
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 d'observation des défauts dus à l'oxydation est supérieure ou
égale à 100 micromètres.
- la longueur 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 une tôle d'acier laminé à chaud d'épaisseur
comprise entre 1,5 et 4,5 millimètres, de limite d'élasticité supérieure à 680
MPa
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8a
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% 5 C 5 0,08%
1,2% 5 Mn É 1,9%
0,1% É Si É 0,3%
0,07% 5 Ti É 0,125%
0,05% É Mo5 0,35%
0,15% < Cr5. 0,6% lorsque 0,05% 5 Mo5. 0,11%, ou
0,10% É Cr5. 0,6% lorsque 0,11% < MoÉ 0,35%
Nb É 0,045%
0,005% s Al 5 0,1%
0,002% É N É 0,01%
S É 0,004%
P<0,020%
et optionnellement 0,001% É V É 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 en outre sur un 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 680 MPa au moins en sens travers de la direction de laminage, et
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8b
inférieure ou égale à 840 MPa, de résistance comprise entre 780 MPa et 950 MPa
et d'allongement à rupture supérieur à 10%, le procédé comprenant :
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 5 1,9%
0,1% 5 Si 5 0,3%
lo 0,07% 5 Ti 5. 0,125%
0,05% 5. Mo5 0,35%
0,15% < Cr5 0,6% lorsque 0,05% 5 Mo5 0,11%, ou
0,10% 5 Cr 5 0,6% lorsque 0,11% Ei Mo 5 0,35%
Nb 5. 0,045%
.. 0,005% 5 Al 5 0,1%
0,002% 5 N 5 0,01%
S 5 0,004%
P<0,020%
et optionnellement 0,001% 5 V 5 0,2% le reste étant constitué de fer et
d'impuretés inévitables, 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% 5 Ca 5 0,005%, où les quantités de titane [Ti] et d'azote [N]
dissoutes dans le métal liquide satisfont à (%[Ti]) x (%[N]) <6.10-4 %2, on
coule
l'acier pour obtenir un demi-produit coulé, on réchauffe éventuellement le dit
demi-
produit à une température comprise entre 1160 C et 1300 C, puis 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 on refroidit le dit produit laminé à chaud à une
vitesse
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8c
comprise entre 20 et 150 C/s, puis on bobine à chaud ledit produit laminé à
chaud de façon à obtenir une tôle d'acier laminé à chaud.
L'invention porte en outre sur une tôle d'acier laminée à chaud, bobinée et
décapée, ladite tôle ayant 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 comprise entre 780 MPa et 950 MPa, un allongement à rupture
supérieur à 10% et un rapport d'expansion de trou (Ac) supérieur ou égal à
45%,
une profondeur de défauts superficiels dus à l'oxydation répartis sur n zones
d'oxydation i de ladite tôle, i étant compris entre 1 et n, et les n zones
d'oxydation
1.0 .. s'étendant sur une longueur /õf d'observation, satisfaisant :
- un premier critère
de profondeur maximale défini par
P,'" 8 micromètres
avec Pimax : profondeur maximale d'un défaut dû à l'oxydation sur la zone
d'oxydation i de ladite tôle, et
- un second critère de profondeur moyenne défini par
1 n
x 1, 2,5 micromètres
ire! I
avec Ple Y : profondeur moyenne des défauts dus à l'oxydation sur une
zone d'oxydation i, et 1. : longueur de la zone d'oxydation i.
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,
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8d
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,
- 15 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
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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.
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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%.
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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
]cl 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.
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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
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
10
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.
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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
100
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 1õ 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 P,Inax 8 micromètres , 1),' 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 ire/. Ce second
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I "
critère est défini par Pim
Y x Z. 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
to de déformation plastique équivalente étant défini en tout de la pièce
déformée à
partir des déformations principales cl et c2, par
la formule :
-= _____ 21¨ V(12 e1g2
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
9
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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
to 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 c1/0 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
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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
to 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%.
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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
to 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
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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
o .. 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 1,9%
0,1% Si 5 0,3%
0,07% Ti 5 0,125%
0,05% 5 McK 0,35%
0,15% < Cis 0,6% lorsque 0,05% 5 Mo 5 0,11%, ou
0,10% 5 Cr5 0,6% lorsque 0,11% < Mo5 0,35%
Nb 5 0,045%
0,005% 5 Al 5 0,1%
0,002% 5 N 5 0,01%
S 5 0,004%
P<0,020
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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] <6.104 %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
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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%.
5 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.
10 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
15 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.
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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.
22
Composition chimique (en %)
-
C Mn Si Al Cr Mo Nb
Ti Ni P S N Tieff 0
Contre-Exemple 1 0,049 1,64 0,21 0,03 0 0 0,041
0,112 - - 0,003 0,004 0,097 o
s-,
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 ,!.,..
o
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
oe
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
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 - 1 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 Allongement
maximale de trou Ac d'oxydation en
' de bobinage d'élasticité
en traction total à
Légende du critère d'oxydation
(Méthode coeur de
0,
( C) Re (Mpa) Rm (mpa) rupture (%)
ISO) (%) bobine ..
1..)
0
= 0
oxydation nulle ou très faible : ,
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
0-3
Contre-Exemple 10 590 764 786 15,5 72 =
Contre-Exemple 11 590 703 748 16,5 NA =
l'=
o
NA: non déterminé - 1 Valeur précise : 0,150 - 2 Valeur précise : 0,150
Ln
.--
o
s-,
s-
va
Tableau 1 : Conditions d'essais et résultats obtenus pour des conditions ne
correspondant pas à l'invention ,.c
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
r..)
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 =
,--,
o
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 CS
_
o
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
ot
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 ,--,
i--,
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
0
_Exemple 14 0,05 1,5 0,25 0,04 0,21 0,06 0,033
0,087 0,012 0,001 - 0,063 .
0,
..
Exemple 152 0,05. 1,5 , 0,25 0,04 0,21 0,09 0,033
0,087 0,012 _ 0,001 - 0,063
r...)
.
c...à
.
Exemple 16 0,05 1,5 0,25 0,04 0,21 0,15 0,032
0,088 0,012 0,001 - 0,064 ,
Exemple 17 0,05 _ 1,5 0,25 0,04 0,21 0,32 0,033
0,089 0,013 0,001 - 0,065 ..,
0
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
r
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
.1
n
Valeur précise: 0,152 - 2 Contient également du vanadium V=0,005%
0-rq
Tableau 2a : Compositions de tôles selon l'invention
k=-
=
u.
,
ua
,z,
24
Résistance Expansion de
Critère
Température de Limite Allongement
maximale en trou Ac
d'oxydation en
bobinage d'élasticité Re total à rupture
Légende du critère d'oxydation
traction Rm (Méthode ISO)
coeur de 0
CC) (Mpa) (%)
il.)
(MPa) (%) bobine
s-,
Exemple 1 590 808 841 15,8 NA 0
0 oxydation nulle ou très faible : critère satisfait
Exemple 2 590 820 848 15,9 NA 0
0 oxydation faible : critère satisfait o
oe
Exemple 3 590 823 854 15 NA 0
= oxydation forte : critère non satisfait ,--,
s.
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
Exemple 11 , 590 711 801* 17,1 NA 0
P,
Exemple 12 590 768 809 16,9 NA 0
0,
..
Exemple 13 590 781 825 16,2 NA 0
4...
0
n,
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
0-q
Exemple 23 590 764 802 17,5 NA 0
5
Exemple 24 590 796 837 16,5 NA 0
s.
,
Exemple 25 590 760 822 15,8 NA 0
o
,--,
Tableau 2b: Conditions d'essais et résultats obtenus pour les compositions de
tôles selon l'invention du Tableau 2a bobinées à .
ua
590 C et non revêtues
25
0
o
Composition chimique (en %)
s-
C Mn Si Al Cr Mo Nb
Ti P S N Tieff -ce
ci
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 Ln
ce
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 s.
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 Allongement
Température
d'élasticité maximale
total à de trou
Ac d'oxydation
Légende du critère d'oxydation
de bobinage en traction
rupture (%) (Méthode en coeur
Re (Mpa)
Rm (Mpa) ISO) (%) de bobine
i%
615 72 0 0
oxydation nulle ou très faible : critère
..
Exemple 26 737 836 22,7
satisfait
r...)
.
_
Exemple 27 585 695 829 15,2 72 0 0
oxydation faible : critère satisfait tel 0
Exemple 28 625 772 852 18,8 55 0
ci
,
mesures effectuées dans le sens
0
595 0
,
Exemple 29 802 876 17,7 53
travers du laminage .
Exemple 30 565 752 857 17,4 53 0
NA: non déterminé
Exemple 31 535 732 845 15,5 NA 0
Exemple 32 526 720* 792* 17,3* 71,3 ci
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
0-3
5
-
,
-
-
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 il.)
s-
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 c,
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
Ln
oe
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 s-
s.
Résistance Expansion Critère
Température Limite maximale Allongement
de trou Ac d'oxydation
de bobinage d'élasticité n traction total à
(Méthode en coeur de Légende du critère d'oxydation
( C) Re (Mpa) en (mpa) rupture (%)
ISO) (%) bobine
Exemple 33 565 805 839 14,9 63
oxydation nulle ou très faible :
0 0
critère satisfait
oxydation faible : critère
Exemple 34 535 811 850 13,5 48 0 0
satisfait _
oxydation forte : critère non
Exemple 35 540 790 826 13,6 50 0 =
.
satisfait
0,
Exemple 36 585 807 862 15,8 NA 0
..
rà
.
C.,
.
,
.
,
NA: non déterminé
.
Fi..
.
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
,-:
n
5
-
,
-
-
