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Procédé de fabrication d'une pièce en acier inoxydable martensitique à
partir d'une tôle
L'invention concerne la mise en forme à chaud des aciers inoxydables à partir
d'une tôle pour leur conférer une forme complexe et des propriétés mécaniques
remarquables, ces aciers étant destinés, par exemple, à l'industrie
automobile.
Afin d'alléger les véhicules pour limiter leur consommation en carburant et
donc
limiter leurs émissions de 002, les constructeurs utilisent aujourd'hui des
tôles d'aciers au
carbone ou d'aciers inoxydables à très hautes résistances, permettant des
réductions
d'épaisseur des tôles par rapport aux aciers plus classiquement employés dans
le passé.
Les aciers martensitiques (ou, plus généralement, à structure martensitique
pour
plus de 50%) présentent de telles caractéristiques mécaniques, mais leur
capacité de
mise en forme à froid est limitée. On est donc amené soit à les mettre en
forme à froid à
l'état ferritique, puis à traiter thermiquement la pièce pour obtenir la
structure
martensitique, soit à les mettre en forme à chaud à l'état austénitique en
terminant le
traitement par une trempe afin d'obtenir la structure martensitique.
La réalisation de pièces de géométrie complexe par ce second procédé avec les
aciers connus (aciers au carbone contenant du bore, ...) est cependant rendue
difficile
par les contraintes que constitue leur trempabilité limitée, ou l'existence
des
transformations métallurgiques à haute température qui rendent difficile une
bonne
maîtrise du déroulement de la mise en forme et de la trempe. On risque fort
d'obtenir une
pièce complexe non majoritairement martensitique, donc dont les
caractéristiques
mécaniques ne correspondent pas à celles visées, soit de devoir se limiter à
obtenir une
pièce martensitique de géométrie simple, dont on corrigera la forme, par
exemple au
moyen d'une découpe laser.
On pourrait penser à réaliser plusieurs étapes de mise en forme à chaud sur
presse transferts/outils à suivre en partant des aciers classiquement connus
pour ces
usages, afin de rendre la mise en forme progressive et de limiter les risques
d'apparition
de défauts. Mais la pièce obtenue sera constituée de moins de 80% de
martensite en
volume et ses propriétés mécaniques et sa résilience seront dégradées : au
moins une
des cibles résistance à la traction Rm, limite élastique Rp0.2, allongement à
la rupture A,
facilité de pliage ou résilience ne sera pas atteinte. Le temps qu'il est
nécessaire de
passer au-dessus de la température Mf de fin de transformation martensitique
pour
réaliser au moins deux étapes de mise en forme, deux étapes de transfert et
une étape de
trempe est trop long, et l'austénite se transforme alors partiellement en
ferrite/carbures/perlite.
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L'obtention d'une structure composée à 80% en volume de martensite minimum
est possible avec les aciers connus, mais la vitesse de refroidissement lors
de la trempe
doit être supérieure à 3000/s par seconde en moyenne. Un procédé multi-passes
utilisant
une presse avec des outils à suivre ou dite transfert, ne pourra pas permettre
de réaliser
après austénitisation plus qu'une étape de transfert, suivie d'une étape de
mise en forme
ou de découpe à chaud, avant trempe dans l'outil pour garantir un minimum de
3000/s
pour la vitesse de refroidissement.
Le but de l'invention est de proposer un procédé de réalisation d'une pièce en
acier martensitique transformée à chaud rendant possible la fabrication de
pièces de
forme complexe à partir d'une tôle, cette pièce finale ayant par ailleurs des
propriétés
mécaniques élevées la rendant apte, notamment, à être utilisée dans
l'industrie
automobile.
A cet effet, l'invention a pour objet un procédé de fabrication d'une pièce en
acier
inoxydable martensitique à partir d'une tôle, par mise en forme à chaud,
caractérisé en ce
que:
- on prépare une tôle d'acier inoxydable de composition, en pourcentages
pondéraux :
* 0,005% C 0,3%;
* 0,2% Mn 2,0%;
* traces Si 1,0%;
* traces S 0,01%;
* traces P 0,04%;
* 10,5% Cr 17,0% ; de préférence 10,5% Cr 14,0%;
* traces Ni 4,0%;
* traces Mo 2,0%;
* Mo + 2 x W 2,0%;
* traces Cu 3% ; de préférence traces Cu 0,5%;
* traces Ti 0,5%;
* traces Al 0,2%;
* traces 0 0,04%;
* 0,05% Nb 1,0%;
* 0,05")/0 Nb + Ta 1,0`)/0 ;
* 0,25% (Nb + Ta )/(C + N) 8;
* traces V 0,3%;
* traces Co 0,5%;
* traces Cu +Ni + Co 5,0%;
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* traces Sn 0,05%;
* traces B 0,1%;
* traces Zr 0,5%;
* Ti + V + Zr 0,5%;
* traces H 5 ppm, de préférence traces H 1 ppm ;
* traces N 0,2%;
* (Mn + Ni) k (Cr -10,3 ¨ 80 x [(C + N)2]) ;
* traces Ca 0,002%;
* traces terres rares et/ou Y 0,06%;
* le reste étant du fer et des impuretés résultant de l'élaboration ;
- la température de début de transformation martensitique (Ms) de la tôle
étant k
200 O;
- la température de fin de transformation martensitique (Mf) de la tôle
étant k -
5000;
- la microstructure de la tôle étant composée de ferrite et/ou de martensite
revenue et de 0,5% à 5% en volume de carbures ;
- la taille des grains ferritiques de la tôle étant de 1 à 80 iim, de
préférence de 5 à
40 prn ;
- on procède éventuellement à une ou des transformations à chaud et/ou à
froid
de ladite tôle ;
- on réalise une austénitisation de la tôle en la maintenant à une
température
supérieure à Ac1, de manière à lui conférer une microstructure contenant au
maximum
0,5% de carbures en fraction volumique et au maximum 20% de ferrite résiduelle
en
fraction volumique ;
- on transfère la tôle austénitisée sur un premier outil de mise en forme ou
un outil
de découpe, ledit transfert ayant une durée tO, pendant laquelle la tôle reste
à une
température supérieure à Ms et conserve au maximum 0,5% en volume de carbures
et au
maximum 20% en volume de ferrite résiduelle, la tôle se trouvant à une
température TPO
à l'issue de ce transfert ;
- on réalise une première étape de mise en forme ou de découpe de la tôle,
pendant une durée t1, et pendant laquelle la tôle reste à une température
supérieure à Ms
et conserve au maximum 0,5% en volume de carbures et au maximum 20% en volume
de
ferrite résiduelle ;
- on réalise un transfert de la tôle mise en forme ou découpée sur un
deuxième
outil de mise en forme ou de découpe, ou on modifie la configuration du
premier outil de
mise en forme ou de découpe, pendant une durée t2, pendant laquelle la tôle
reste à une
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température supérieure à Ms et conserve au maximum 0,5% en volume de carbures
et au
maximum 20% en volume de ferrite résiduelle ;
- on réalise une deuxième étape de mise en forme ou de découpe de la tôle,
pendant une durée t3, et pendant laquelle la tôle reste à une température
supérieure à Ms
et conserve au maximum 0,5% en volume de carbures et au maximum 20% en volume
de
ferrite résiduelle ;
- optionnellement, on réalise d'autres étapes de transfert de la tôle
découpée ou
mise en forme sur d'autres outils de découpe ou de mise en forme, ou de
modification de
la configuration de l'outil de mise en forme ou de découpe utilisé dans
l'étape précédente,
chacune étant suivie d'une étape de mise en forme ou de découpe, la tôle
restant à une
température supérieure à Ms et conservant au maximum 0,5% en volume de
carbures et
au maximum 20% en volume de ferrite résiduelle pendant chacune desdites étapes
de
transfert de la tôle ou de modification de la configuration de l'outil et
chacune des
opérations de mise en forme ou de découpe ;
- si on désigne par TPn la température atteinte par la tôle mise en forme ou
découpée à l'issue de la dernière étape de découpe ou de mise en forme et par
Eti la
somme des durées des étapes de transfert et/ou de changement de configuration
de
l'outil et des étapes de mise en forme ou découpe, la grandeur (TPO-TPn)/Eti
est d'au
moins 0,5 C/s ;
- optionnellement on effectue une étape supplémentaire de mise en forme ou de
découpe à une température comprise entre Ms et Mf, dans un domaine où la
microstructure est constituée de martensite, d'au moins 5% d'austénite et d'au
plus 20%
de ferrite.
- et on laisse la tôle se refroidir jusqu'à la température ambiante pour
obtenir la
pièce finale, ladite pièce finale ayant une microstructure contenant au
maximum 0,5% de
carbures en fraction volumique et au maximum 20% de ferrite résiduelle en
fraction
volumique.
Ladite tôle peut avoir une température de début de transformation
martensitique
(Ms) 400 C
La température de début de transformation martensitique (Ms) de la tôle peut
être
comprise entre 390 et 220 C.
L'épaisseur de la tôle peut être comprise entre 0,1 et 10 mm.
La température d'austénitisation peut être d'au moins 850 C.
La température d'austénitisation peut être comprise entre 925 et 1200 C.
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On peut effectuer un réchauffage de la tôle, pendant au moins une des étapes
de
transfert et/ou de changement de configuration de l'outil ou des étapes de
mise en forme
ou découpe de la tôle.
On peut effectuer un traitement superficiel sur la pièce finale, destiné à
augmenter
5 sa rugosité ou ses propriétés en fatigue.
On peut faire séjourner la pièce finale entre 90 et 500 C pendant 10 s à 1 h,
puis
la laisser se refroidir naturellement à l'air.
Comme on l'aura compris, l'invention repose sur la combinaison :
Du choix d'une composition d'acier inoxydable martensitique ;
Et de l'application d'un procédé de mise en forme à chaud particulier à une
tôle présentant cette composition, ainsi que des caractéristiques
structurelles initiales
précises qui rendent possible l'utilisation dudit procédé pour l'obtention de
la pièce finale,
ou d'une pièce intermédiaire qui va ensuite subir des opérations visant à
l'optimisation
fine de certaines de ses propriétés mécaniques et/ou superficielles.
Ce procédé débute par une austénitisation de la tôle, c'est-à-dire par une
élévation de sa température au-dessus de la température Ac1 de l'acier de
façon à former
de l'austénite à la place de la ferrite et des carbures constituant la
microstructure de
départ, et dans des conditions qui limitent autant que possible la
décarburation et
l'oxydation superficielles de la tôle.
Puis on exécute successivement plusieurs étapes de mise en forme de la tôle
(au moins deux) dans des conditions de température et de durée telles que la
structure
ferrite + carbures obtenue après l'austénitisation est conservée pendant toute
la mise en
forme. Au besoin, on peut procéder à des réchauffages ou à des maintiens en
température entre les mises en forme, ou pendant celles-ci au moyen d'outils
chauffants,
de façon à ce que la température de la tôle en cours de mise en forme et entre
les mises
en forme (pendant les transferts de la tôle d'un outil à l'autre, où si la
tôle demeure sur le
même outil, pendant les changements de configuration de l'outil) ne descende
pas en-
dessous de Ms (température de début de transformation martensitique).
Il doit être entendu que par le terme d' étape de mise en forme >, on inclut
des
opérations aussi diverses de déformation ou d'enlèvement de matière que,
notamment,
des emboutissages profonds, des emboutissages à chaud, des estampages, des
découpes, des perçages, ces étapes pouvant avoir lieu dans n'importe quel
ordre au
choix du fabricant.
Après la mise en forme, la pièce obtenue est refroidie sans contraintes
particulières sur le refroidissement. Ce refroidissement peut être précédé par
une étape
de découpe ou d'ultime mise en forme effectuée entre Ms et Mf (température de
fin de
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transformation martensitique), dans des conditions où la microstructure est
constituée
d'au moins 10% d'austénite, d'au plus 20% de ferrite, le reste étant de la
martensite.
L'invention sera mieux comprise à la lecture de la description qui suit,
donnée en
référence aux figures annexées suivantes :
La figure 1 qui montre un schéma de fabrication d'une pièce faisant usage
du procédé selon l'invention, utilisant un four à rouleaux classique, ainsi
que l'évolution de
la température de l'acier durant la fabrication ;
La figure 2 qui montre un schéma de fabrication d'une pièce faisant usage
du procédé selon l'invention, utilisant un four à induction, ainsi que
l'évolution de la
température de l'acier durant la fabrication.
La composition de l'acier inoxydable martensitique utilisé dans le procédé
selon
l'invention est la suivante. Tous les pourcentages sont des pourcentages
pondéraux.
Sa teneur en C est comprise entre 0,005% et 0,3%.
La teneur minimale de 0,005% est justifiée par la nécessité d'obtenir une
austénitisation de la microstructure lors de la première étape du procédé de
mise en
forme à chaud, de sorte que les propriétés mécaniques finales visées soient
obtenues.
Au-dessus de 0,3%, la soudabilité et, surtout, la résilience de la tôle
deviennent
insuffisantes, notamment pour une application dans l'industrie automobile.
Sa teneur en Mn est comprise entre 0,2 et 2,0%.
Un minimum de 0,2% est requis pour obtenir l'austénitisation. Au-dessus de
2,0% des problèmes d'oxydation sont à craindre lors des traitements thermiques
si ceux-
ci ne sont pas effectués dans des atmosphères neutres ou réductrices, et de
plus
l'obtention des propriétés mécaniques désirées ne serait plus garantie.
Sa teneur en Si est comprise entre des traces (c'est-à-dire de simples
impuretés
résultant de l'élaboration, sans que du Si ait été ajouté) et 1,0%.
Si peut être utilisé comme désoxydant lors de l'élaboration, tout comme Al,
auquel il peut s'ajouter ou se substituer. Au-delà de 1,0%, on considère qu'il
favorise
excessivement la formation de ferrite et rend donc plus difficile
l'austénitisation, et qu'il
fragilise trop la tôle pour que la mise en forme d'une pièce complexe puisse
assurément
s'effectuer de façon satisfaisante.
Sa teneur en S est comprise entre des traces et 0,01% (100 ppm), afin de
garantir une soudabilité et une résilience convenables au produit final.
Sa teneur en P est comprise entre des traces et 0,04%, afin de garantir que le
produit final ne sera pas excessivement fragile. P est également néfaste pour
la
soudabilité.
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Sa teneur en Cr est comprise entre 10,5 et 17,0%, de préférence entre 10,5% et
14,0% pour avoir une dissolution plus rapide des carbures pendant
l'austénitisation.
La teneur minimale de 10,5% se justifie pour assurer l'inoxydabilité de la
tôle.
Une teneur supéreure à 17% rendrait difficile l'austénitisation et
augmenterait inutilement
le coût de l'acier.
Sa teneur en Ni est comprise entre des traces et 4,0%.
Un ajout de Ni n'est pas indispensable à l'invention. La présence de Ni dans
la
limite prescrite de 4,0% au maximum peut, cependant être avantageuse pour
favoriser
l'austénitisation. Un dépassement de la limite de 4,0% conduirait cependant à
une
présence excessive d'austénite résiduelle et à une présence insuffisante de
martensite
dans la microstructure après le refroidissement.
Sa teneur en Mo est comprise entre des traces et 2,0%.
La présence de Mo n'est pas indispensable. Mais elle est favorable à une bonne
tenue à la corrosion. Au-dessus de 2,0%, l'austénitisation serait gênée et le
coût de l'acier
inutilement augmenté.
Une présence de W est, de même, possible, mais comme W est un élément très
durcissant, cette présence doit être limitée et mise en relation avec la
teneur en Mo. On
considère qu'il faut que la somme Mo + 2 x W soit comprise entre des traces et
2,0%.
Contrairement à ce qui est le plus habituel lorsqu'on considère dans une
nuance
d'acier le cumul des influences de Mo et W, on prend en compte non la relation
Mo + W/2
mais la relation Mo + 2 x W. La relation Mo + W/2 est à prendre en compte
lorsqu'on veut
maîtriser l'influence de ces deux éléments sur la formation de précipités,
pour laquelle W
est deux fois plus efficace que Mo à quantité ajoutée égale. Mais dans le cas
de
l'invention, on privilégie les influences respectives de Mo et W sur la dureté
de l'acier. Et
comme W est un élément plus durcissant que Mo, à quantités ajoutées égales,
c'est la
relation Mo + 2 x W qui doit être à prendre en compte selon l'invention. Cette
somme Mo
+ 2 x W doit être comprise entre des traces et 2,0%. Au-delà, la dureté
devient excessive
et, toutes choses étant égales par ailleurs, les propriétés mécaniques à
privilégier dans le
cadre de l'invention sont diminuées, en particulier la capacité d'angle de
pliage et la
résilience.
Sa teneur en Cu est comprise entre des traces et 3,0%, de préférence entre des
traces et 0,5%.
Ces exigences sur Cu sont classiques pour ce type d'aciers. Dans la pratique,
cela veut dire qu'un ajout de Cu n'est pas utile et que la présence de cet
élément n'est
due qu'aux matières premières utilisées. Une teneur supérieure à 0,5%, qui
correspondrait à un ajout volontaire, n'est pas désirée pour les applications
à l'automobile,
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car elle dégraderait la soudabilité. Cu peut cependant aider à
l'austénitisation, et si on
applique l'acier de l'invention à un domaine ne nécessitant pas de soudage, la
teneur en
Cu peut aller jusqu'à 3,0%.
Sa teneur en Ti est comprise entre des traces et 0,5%.
Ti est un désoxydant, comme Al et Si, mais son coût et sa moindre efficacité
que
celle de Al rend son emploi en général peu intéressant de ce point de vue. Il
peut avoir un
intérêt en ce que la formation de nitrures et carbonitrures de Ti peuvent
limiter la
croissance des grains et influer favorablement sur certaines propriétés
mécaniques et la
soudabilité. Toutefois, cette formation peut être un inconvénient dans le cas
du procédé
selon l'invention, car Ti tend à gêner l'austénitisation du fait de la
formation de carbures,
et les TiN dégradent la résilience. Une teneur maximale de 0,5% est donc à ne
pas
dépasser.
V et Zr sont aussi des éléments susceptibles de former des nitrures dégradant
la
résilience, et de manière générale, il faut que la somme Ti + V + Zr ne
dépasse pas 0,5%.
Sa teneur en Al est comprise entre des traces et 0,2%.
Al est utilisé comme désoxydant lors de l'élaboration. Il ne faut pas qu'après
la
désoxydation il en subsiste dans l'acier une quantité dépassant 0,2%, car il y
aurait un
risque de former une quantité excessive de AIN dégradant les propriétés
mécaniques, et
aussi d'avoir des difficultés à obtenir la microstructure martensitique.
Sa teneur en 0 est comprise entre des traces et 0,04% (400 pm).
Les exigences sur la teneur en 0 sont celles qui sont classiques sur les
aciers
inoxydables martensitiques, en fonction de l'aptitude à leur mise en forme
sans que des
fissures ne s'amorcent à partir des inclusions et de la qualité des propriétés
mécaniques
recherchées sur la pièce finale, et que la présence excessive d'inclusions
oxydées est
susceptible d'altérer. Inversement, si une usinabilité minimale de la tôle est
recherchée, il
peut être avantageux d'avoir des inclusions oxydées en nombre significatif, si
leur
composition les rend suffisamment malléables pour qu'elles servent de
lubrifiant à l'outil
de coupe. Cette technique de contrôle du nombre et de la composition des
inclusions
oxydées est classique en sidérurgie. Le contrôle de la composition des oxydes
peut être
avantageusement obtenu par une addition maîtrisée de Ca et/ou un ajustement de
la
composition du laitier avec lequel l'acier liquide est en contact et en
équilibre chimique
pendant l'élaboration.
C'est essentiellement l'ajout de désoxydants Al, Si, Ti, Zr lors de
l'élaboration, le
possible ajout de Ca, le soin apporté ensuite à la décantation des inclusions
oxydées au
sein de l'acier liquide et la subsistance de ces désoxydants dans l'acier
solidifié qui
déterminent la teneur finale en O. Si chacun de ces éléments, pris isolément,
peut être
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absent ou seulement très faiblement présent, il faut néanmoins que l'un au
moins d'entre
eux (le plus souvent Al et/ou Si) soit présent dans une quantité suffisante
pour garantir
que la teneur en 0 de la tôle finale ne sera pas trop élevée pour une mise en
forme sans
incidents de la pièce, et pour les applications futures de la pièce. Ces
mécanismes
régissant la désoxydation des aciers et le contrôle de la composition et de la
quantité de
leurs inclusions oxydées sont bien connus de l'homme du métier, et
s'appliquent dans le
cadre de l'invention de façon parfaitement classique.
Sa teneur en Nb est comprise entre 0,05% et 1,0%
Sa teneur totale en Nb + Ta est comprise entre 0,05% et 1,0%.
Nb et Ta sont des éléments importants pour l'obtention d'une bonne résilience,
et Ta améliore la résistance à la corrosion par piqûre. Mais comme ils peuvent
gêner
l'austénitisation, ils ne doivent pas être présents dans des quantités
dépassant ce que l'on
vient de prescrire. Egalement, Nb et Ta captent C et N en formant des
carbonitrures qui
empêchent une trop forte croissance des grains d'austénite lors de
l'austénitisation. Cela
est favorable à l'obtention d'une très bonne résilience à froid, entre -100 C
et et 0 C. En
revanche, si la teneur en Nb et/ou Ta est trop élevée, C et N seront
entièrement piégés
dans les carbonitrures et il n'en restera plus suffisamment sous forme
dissoute pour que
les propriétés mécaniques visées soient atteintes, notamment la résilience et
la résistance
mécanique.
On exige donc 0,25 (Nb + Ta)/(C+ N) 8
pour obtenir une résilience de l'ordre de 50 J/cm2 à 20 C ou davantage.
Sa teneur en V est comprise entre des traces et 0,3%.
Comme Ti, V un élément fragilisant qui est susceptible de former des nitrures,
et
ne doit pas être présent en quantité trop importante. Comme dit précédemment,
il faut
que Ti + V + Zr ne dépasse pas 0,5%.
Sa teneur en Co est comprise entre des traces et 0,5%. Cet élément est, comme
Cu, susceptible d'aider à l'austénitisation. Mais il est inutile d'en mettre
davantage que
0,5%, car l'austénitisation peut être assistée par des moyens moins coûteux.
Le total des teneurs en Cu, Ni et Co doit être compris entre des traces et
5,0%,
pour ne pas laisser subsister trop d'austénite résiduelle après la
transformation
martensitique et ne pas dégrader la soudabilité dans les applications qui
l'exigent.
Sa teneur en Sn est comprise entre des traces et 0,05% (500 ppm). Cet élément
n'est pas désiré car il est néfaste pour la soudabilité et la capacité de
l'acier à être
transformé à chaud. La limite de 0,05% est une tolérance.
Sa teneur en B est comprise entre des traces et 0,1%.
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B n'est pas obligatoire, mais sa présence est avantageuse pour la trempabilité
et
pour la forgeabilité de l'austénite. Il facilite donc les mises en forme. Son
addition au-
dessus de 0,1% (1000 ppm) n'apporte pas d'amélioration supplémentaire
significative.
Sa teneur en Zr est comprise entre des traces et 0,5%, car il diminue la
résilience
5 et gêne l'austénitisation. On rappelle aussi que la teneur totale en Ti +
V + Zr ne doit pas
dépasser 0,5%.
Sa teneur en H est comprise entre des traces et 5 ppm, de préférence pas plus
de 1 ppm. Une teneur excessive en H tend à fragiliser la martensite. Il faudra
donc choisir
un mode d'élaboration de l'acier à l'état liquide qui puisse assurer cette
faible présence de
10 H. Typiquement, des traitements assurant un dégazage poussé de l'acier
liquide (par
injection massive d'argon dans l'acier liquide, procédé bien connu dit AOD
>, ou par un
passage sous vide au cours duquel l'acier est décarburé par dégagement de CO,
procédé
dit VOD >) sont indiqués.
Sa teneur en N est comprise entre des traces et 0,2% (2000 ppm). N est une
impureté dont les mêmes traitements qui permettent de réduire la teneur en H
contribuent
à limiter la présence, voire à la réduire sensiblement. Il n'est pas toujours
nécessaire
d'avoir une teneur en N particulièrement basse, mais pour les raisons que l'on
a dites il
faut que sa teneur, considérée conjointement à celles d'éléments avec lesquels
il peut se
combiner pour former des nitrures ou carbonitrures obéisse à la relation 8 k
(Nb + Ta)/
(C+ N) k 0,25.
Egalement, une bonne austénitisation de l'acier lors de l'étape initiale du
traitement thermomécanique est favorisée si on respecte la relation (Mn + Ni)
k (Cr -10,3
¨ 80 x [(C + N)2]). Une résilience suffisante est obtenue si cette condition
est respectée en
sus des autres qui ont été définies. Il faut un niveau suffisant d'éléments
gammagènes
pour contrebalancer l'effet alphagène du Cr et assurer une austénitisation
correcte, à
savoir d'au moins 80%, et de ce point de vue l'efficacité de la somme C + N
n'est pas
linéaire.
Sa teneur en Ca est 0,002% (20 ppm).
Sa teneur totale en terres rares et en Y est comprise entre des traces et
0,06%
(600 ppm). Ces éléments peuvent améliorer la résistance à l'oxydation lors des
austénitisations à températures très élevées.
Le reste de l'acier est constitué par du fer et des impuretés résultant de
l'élaboration.
D'autres exigences sur la composition de l'acier concernent les températures
de
début de transformation martensitique Ms et de fin de transformation
martensitique Mf.
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Ms doit être de préférence d'au plus 400 C. Si Ms est plus élevée, il y a un
risque
que les différentes opérations de transfert et de mise en forme de la pièce ne
se
succèdent pas assez rapidement et que l'on n'ait pas le temps de réaliser
toutes les
mises en forme à une température supérieure à Ms. On peut toutefois limiter ou
éviter ce
risque en prévoyant que la pièce subisse des réchauffages ou des maintiens en
température entre les mises en forme, et/ou pendant celles-ci si on utilise
des outils
chauffants de types connus intégrant, par exemple, des résistances
électriques. Cette
condition Ms 400 C n'est donc pas toujours impérative, mais seulement
conseillée pour
une application économique et aisée du procédé selon l'invention dans des
conditions
industrielles.
Ms doit être supérieure ou égale à 200 C pour éviter la subsistance dans la
pièce
finale d'une teneur trop élevée en austénite résiduelle, qui, notamment
dégraderait Rp0,2
en la portant en-dessous de 800 MPa.
De préférence, Ms est comprise entre 390 et 320 C.
Mf doit être supérieure ou égale à -50 C pour garantir qu'il n'y aura pas trop
d'austénite résiduelle dans la pièce finale.
Ms et Mf sont déterminées, de préférence, de façon expérimentale, par exemple
par des mesures dilatométriques comme cela est bien connu, voir par exemple
l'article
Uncertainties in dilatometric determination of martensite start temperature
>, Yang and
Badeshia, Materials Science and Technology, 2007/5, pp 556-560.
Des formules approximatives permettent aussi de les évaluer à partir de la
composition de l'acier, mais une détermination expérimentale est plus sûre.
Il doit être entendu que les traitements thermomécaniques que l'on va décrire
peuvent être effectués soit sur une tôle nue qui pourra éventuellement être
revêtue par la
suite, soit sur une tôle déjà revêtue, par exemple par un alliage à base d'Al
et/ou de Zn.
Ce revêtement, d'épaisseur typiquement de 1 à 200 lm et présent sur une ou
deux faces
de la tôle, peut avoir été déposé par toute technique classiquement utilisée à
cet effet, il
faut simplement que, s'il a été déposé avant l'austénitisation, il ne
s'évapore pas lors du
séjour de la tôle aux températures d'austénitisation et de déformation, et ne
soit pas
détérioré lors des déformations.
Le choix et l'optimisation des caractéristiques du revêtement et de son mode
de
dépôt pour que ces conditions soient remplies ne vont pas au-delà de ce que
sait faire
l'homme du métier, lorsqu'il est amené à mettre en forme de façon classique
des tôles
d'acier inoxydable déjà revêtues. Si le revêtement a lieu avant
l'austénitisation, on pourra,
cependant, privilégier les revêtements à base d'Al par rapport à ceux à base
de Zn,
comme l'Al a moins tendance que Zn à s'évaporer aux températures
d'austénitisation.
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Le procédé selon l'invention est le suivant, appliqué à la fabrication et à la
mise
en forme d'une tôle.
Dans un premier temps, on prépare de manière classique une tôle d'acier
inoxydable initiale, nue ou revêtue, ayant la composition qui vient d'être
décrite et une
épaisseur qui est typiquement de 0,1 à 10 mm. Cette préparation peut inclure
des
opérations de transformation à chaud et/ou à froid et de découpage du demi-
produit issu
de la coulée et de la solidification de l'acier liquide. Il faut que cette
tôle initiale présente
une microstructure constituée de ferrite et/ou de martensite revenue et de
0.5% à 5% en
volume de carbures. La taille des grains ferritiques, mesurée selon la norme
NF EN ISO
643, est comprise entre 1 et 80 iim, de préférence entre 5 et 40 iim. Une
taille de grain
ferritique de 40 lm au plus est conseillée pour favoriser l'austénitisation
qui va suivre et
obtenir ainsi les 80% au moins d'austénite désirés. Une taille de grain
ferritique de 5 lm
au moins est conseillée pour obtenir une bonne capacité de mise en forme à
froid.
On procède d'abord à une austénitisation de la tôle, par passage dans un four
qui la porte dans une gamme de températures supérieures à Ac1 (température de
début
de l'apparition d'austénite), donc typiquement supérieures à environ 850 C
pour les
compositions concernées). Il doit être entendu que cette température
d'austénitisation doit
concerner l'ensemble du volume de la tôle, et que le traitement doit être
suffisamment
long pour que, compte tenu de l'épaisseur de la tôle et de la cinétique de la
transformation, l'austénitisation soit complète dans tout ce volume.
La température maximale de cette austénitisation n'est pas une caractéristique
spécifique à l'invention. Elle doit simplement être telle que la tôle reste
dans un état
entièrement solide (la température doit donc être inférieure, en tout cas, à
la température
de solidus de l'acier) et ne soit pas trop ramollie pour supporter sans
dommage le
transfert entre le four et l'outil de mise en forme qui va suivre
l'austénitisation. Egalement,
la température ne doit pas être élevée au point de provoquer une oxydation
et/ou une
décarburation superficielles importantes de la tôle dans l'atmosphère de
chauffage. Une
oxydation superficielle conduirait à la nécessité de décalaminer la tôle
mécaniquement ou
chimiquement avant sa mise en forme pour éviter une incrustation de calamine
dans la
surface de la tôle, et entraînerait une perte de matière. Une décarburation
excessive
(épaisseur de la surface décarburée k 100 iim) diminuerait la dureté et la
résistance à la
traction de la tôle. Les risques d'observer une oxydation et/ou une
décarburation
significatives dépendent, de manière connue, non seulement de la température
et de la
durée d'austénitisation, mais aussi de l'atmosphère de traitement du four. Une
atmosphère non oxydante, donc neutre ou réductrice (typiquement : argon, CO et
leurs
mélanges...), de préférence à l'air, permet d'augmenter sans dommage la
température de
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traitement, ce qui permet d'assurer une austénitisation complète en un minimum
de
temps. Si on utilise de l'azote pur ou une atmosphère fortement hydrogénée
dans un four
nécessitant un temps de séjour élevé pour l'austénitisation, il y a un risque
de nitruration
superficielle ou de reprise d'hydrogène par l'acier. Il faudra donc en tenir
compte dans le
choix de l'atmosphère de traitement, et des atmosphères d'azote pur ou
contenant une
teneur en hydrogène relativement élevée seront parfois à éviter.
Typiquement, l'austénitisation a lieu à une température comprise entre 925 et
1200 C pendant une durée tm de 10 s à 1 h (cette durée étant celle que la tôle
passe au-
dessus de Ac1), de préférence entre 2 min et 10 min pour un chauffage dans un
four
classique et entre 30 s et 1 min pour un four à induction. Un four à induction
présente
l'avantage, connu en lui-même, de procurer un réchauffage rapide jusqu'à la
température
nominale d'austénitisation. Il autorise donc un traitement plus court qu'un
four classique
pour parvenir au résultat recherché. Ces températures et durées permettent
d'assurer que
la suite des traitements conduira à une formation suffisante de martensite, et
ce pour une
durée raisonnable autorisant une bonne productivité du procédé.
Le but de cette austénitisation est de faire passer le métal de la structure
ferrite +
carbures initiale à une structure austénitique contenant au maximum 0,5% de
carbures en
fraction volumique, et au maximum 20% de ferrite résiduelle en fraction
volumique. Un but
de cette austénitisation est, notamment, de conduire à une dissolution d'au
moins la
majorité des carbures initialement présents, de façon à libérer des atomes de
C pour
former la structure austénitique puis la structure martensitique lors des
étapes suivantes
du procédé. La teneur maximale en ferrite résiduelle de 20%, qui doit
subsister jusque sur
le produit final, est justifiée par la résilience et la limite élastique
conventionnelle que l'on
veut obtenir.
La tôle austénitisée, est ensuite transférée sur un outil de mise en forme
adéquat
(tel qu'un outil d'emboutissage ou d'estampage) ou un outil de découpe. Ce
transfert a
une durée tO aussi brève que possible, et pendant ce transfert la tôle doit
demeurer à une
température supérieure à Ms et conserver une microstructure austénitique à
0,5%
maximum de carbures et 20% maximum de ferrite résiduelle. Après ce transfert,
la tôle
est à une température TPO, qui est aussi proche que possible de la température
nominale
d'austénitisation pour des raisons évidentes d'économie d'énergie.
On exécute ensuite une première étape de mise en forme ou de découpe, de
duré t1 typiquement comprise entre 0,1 et 10 s. La durée précise de cette
étape (comme
celles des autres étapes) n'est pas en elle-même une caractéristique
fondamentale de
l'invention. Il faut qu'elle soit suffisamment brève pour que la température
de la tôle ne
descende pas en-dessous de Ms, qu'on n'assiste pas à une décarburation et/ou
une
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oxydation significatives de la surface de la tôle, et qu'une microstructure
austénitique, à
0,5% maximum de carbures et 20% maximum de ferrite résiduelle soit toujours
présente à
la fin de l'opération. Si besoin, on peut utiliser un outil de mise en forme
muni de moyens
de chauffage de la tôle pour que ces conditions de température et de
microstructure
soient remplies, puisque le contact d'un outil de mise en forme non chauffant
de avec la
tôle provoque un refroidissement de la tôle qui est souvent supérieur à 100
C/s.
L'absence de décarbu ration et d'oxydation superficielles significatives
peuvent
être obtenues en ajustant la composition de l'acier si cela s'avère nécessaire
au vu de
l'expérience et, si cela est possible, par le maintien d'une atmosphère neutre
ou
réductrice autour de la tôle lors de sa mise en forme
Toutes ces conditions relatives à la température de mise en forme et à son
évolution, et à l'atmosphère entourant la tôle lors de sa mise en forme, sont
aussi valables
pour les étapes de mise en forme suivantes.
La tôle ainsi mise en forme est ensuite transférée sur un autre outil pour une
deuxième étape de mise en forme au sens large du terme. En variante, on
utilise le même
outil dans les deux étapes mais en modifiant sa configuration dans
l'intervalle (par
exemple par remplacement du poinçon dans le cas où on procède à un
emboutissage
dans chacune des deux étapes). La durée t2 de ce transfert est typiquement de
1 à 10 s,
le but étant qu'il soit suffisamment rapide pour que la température de la tôle
demeure
supérieure à Ms pendant le transfert et que la microstructure demeure
austénitique, à
0,5% maximum de carbures et 20% maximum de ferrite résiduelle.
On exécute ensuite la deuxième étape de mise en forme, de durée t3 comprise
typiquement entre 0,1 et 10 s. La température de la tôle demeure supérieure à
Ms et la
microstructure demeure austénitique, à 0,5% maximum de carbures et 20% maximum
de
ferrite résiduelle.
D'autres étapes de mise en forme (au sens large défini précédemment), et leurs
transferts correspondants, peuvent suivre cette deuxième étape de mise en
forme.
L'essentiel est que pendant l'exécution de ces transferts et de ces mises en
forme/découpes, la température de l'acier ne descende pas non plus en-dessous
de Ms,
et qu'une microstructure austénitique, à 0,5% maximum de carbures et 20%
maximum de
ferrite résiduelle soit conservée jusqu'à la fin de la dernière étape n, de
température finale
TPn. Au besoin, comme on l'a dit, des outils de mise en forme chauffants
peuvent être
utilisés, de même que des moyens de réchauffage de la tôle entre les mises en
forme.
La vitesse de refroidissement moyenne entre TPO et TPn, définie par la
grandeur
(TPO-TPn)/Eti, Eti constituant la somme des durées des transferts et des mises
en forme,
doit être d'au moins 0,5 C/s.
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La conséquence de cette vitesse de refroidissement entre le début et la fin
des
opérations de mise en forme qui viennent d'être décrites, combinée à la
composition de
l'acier et au mode opératoire utilisé lors de la mise en forme, est que lors
du
refroidissement, l'acier ne pénètre pas dans le nez du diagramme TRC qui
correspond
5 à la transformation bainitique, mais reste dans le domaine austénitique
avant de passer
directement dans le domaine où peut s'opérer la transformation martensitique.
La
composition de l'acier est justement choisie pour que, par rapport aux aciers
au carbone
qu'il est le plus courant d'employer dans l'industrie automobile pour la
réalisation de tôles
aptes à être soudées, ce nez soit décalé vers les durées plus élevées, rendant
ainsi
10 possible sur des outils de mise en en forme habituels l'évitement du
domaine bainitique, a
fortiori des domaines ferritique et perlitique, et donc une exécution aussi
complète que
possible de la transformation de l'austénite en martensite. Mais il doit être
rappelé que,
comme on l'a dit, chaque étape prise individuellement doit permettre de
conserver une
microstructure austénitique à 0,5% maximum de carbures et 20% maximum de
ferrite
15 résiduelle. Le couple durée/vitesse de refroidissement de chaque étape
doit donc être
choisi en conséquence, et, si besoin, des réchauffages de la tôle entre et/ou
pendant les
mises en forme ou découpes sont exécutés pour que cette microstructure puisse
être
maintenue pendant toutes les étapes.
On peut, optionnellement, réaliser au moins une étape supplémentaire de mise
en forme au sens large à une température comprise entre Ms et Mf, dans un
domaine où
la microstructure comporte au moins 5% en volume d'austénite. Si cette étape
supplémentaire est une découpe, la forme finale de la pièce pourra être
atteinte avec une
moindre usure des outils, et si cette étape supplémentaire est une
déformation, les 5% au
moins d'austénite procureront une ductilité suffisante pour que cette
déformation soit
encore possible malgré la présence parfois déjà importante de martensite.
Enfin on laisse la tôle se refroidir, par exemple à l'air libre, jusqu'à la
température
ambiante, en obtenant ainsi la pièce finale selon le procédé de l'invention.
Il n'est pas
nécessaire d'imposer une vitesse de minimale lors de ce refroidissement, du
fait que la
composition de l'acier assure que la tôle restera de toute façon dans le
domaine où peut
s'opérer la transformation martensitique également lors de ce refroidissement
jusqu'à
l'ambiante, au moins si on n'utilise pas de moyens ralentissant sensiblement
le
refroidissement par rapport à un refroidissement naturel à l'air libre, comme
un capotage
de la tôle. Bien entendu, il n'est pas exclu d'accélérer ce refroidissement,
au moyen d'air
pulsé ou d'une projection d'eau ou d'un autre fluide.
La possibilité d'utiliser au moins deux étapes pour obtenir la forme finale de
la
pièce donne accès, grâce à l'utilisation d'un acier ayant la composition
précisée et traité
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selon l'invention, à des formes complexes pour la pièce finale que les
procédés connus
ne faisant usage que d'une seule mise en forme de la tôle initiale ne
permettent pas
d'atteindre, en tout cas pas avec une qualité suffisante.
Optionnellement, on peut appliquer un traitement superficiel à la pièce finale
tel
qu'un grenaillage ou un sablage, dans le but d'augmenter la rugosité de sa
surface pour
améliorer l'adhérence d'un revêtement qui serait ultérieurement appliqué, tel
qu'une
peinture, ou pour créer des contraintes résiduelles améliorant la tenue en
fatigue de la
tôle. Ce type d'opération est connu en lui-même.
Egalement, un dernier traitement thermique peut être effectué sur la pièce
finale,
donc après le refroidissement à l'ambiante, pour améliorer son allongement à
la rupture et
le porter à une valeur de plus de 8% selon les normes ISO, ce qui correspond
sensiblement à plus del 0% selon les normes JIS. Ce traitement consiste à
faire séjourner
la pièce finale entre 90 et 500 C pendant 10 s à 1 h, puis à effectuer un
refroidissement
naturel à l'air.
La pièce ainsi obtenue par le procédé selon l'invention possède des propriétés
mécaniques élevées à température ambiante, du fait notamment de sa teneur
élevée en
martensite d'au moins 80%. Typiquement, Rm est d'au moins 1000 MPa, Re d'au
moins
800 MPa, l'allongement à la rupture A mesuré selon la norme ISO 6892 est d'au
moins
8%, et la capacité d'angle de pliage pour une épaisseur de 1,5 mm est d'au
moins 60 ,
mesurée selon la norme VDA 238-100.
La figure 1 représente schématiquement un exemple de schéma opératoire pour
un procédé selon l'invention, exécuté sur un acier de composition conforme à
celle de
l'exemple 2 du tableau 1 qui va suivre, dont Ms est de 380 C et Mf de 200 C,
et
comportant les étapes suivantes :
Chauffage dans un four à rouleaux 1 classique pendant 2 min d'une tôle 2
d'épaisseur 1,5 mm, entre la température ambiante et une température TPi égale
à 950 C;
- Maintien dans le four 1 de la tôle 2 à ladite température TPi pendant une
durée tm de 3 min ;
Transfert de la tôle 2 entre le four 1 et un outil d'emboutissage à chaud 3,
pendant une durée tO de 1 s ; la température de l'acier diminue jusqu'à TPO =
941 C;
- Première étape de mise en forme (déformation), exécutée dans l'outil
d'emboutissage à chaud 3 pendant une durée t1 de 0,5 s pour obtenir une tôle
mise en forme 4 ; la température de l'acier diminue jusqu'à TP1 = 808 C;
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- Transfert de la tôle mise en forme 4 entre l'outil d'emboutissage à chaud
3
et un outil de perçage 5, pendant une durée t2 de 0,5 s ; la température de
l'acier
diminue jusqu'à TP2 = 799 C ;
- Deuxième étape de mise en forme, consistant en un perçage effectué dans
l'outil de perçage 5 pendant une durée t3 de 1 s pour obtenir une tôle mise en
forme et percée 6 ; la température de l'acier diminue jusqu'à TP3 = 667 C;
- Transfert de la tôle 6 mise en forme et percée vers un outil de découpe 7
pour exécuter une découpe des bords de la tôle 6 afin de leur conférer leurs
dimensions définitives pour obtenir un produit 8 ;
Exécution d'un grenaillage du produit 8 dans une grenailleuse 9 pour
optimiser sa tenue en fatigue ou l'adhérence d'une éventuelle couche de
revêtement future.
La figure 2 représente schématiquement un autre exemple de schéma opératoire
pour un procédé selon l'invention, exécuté sur une tôle 2 d'un acier de
composition
conforme à celle de l'exemple 7 du tableau 1 qui va suivre, dont Ms est de 380
C et Ms
de 200 C, et comportant les étapes suivantes :
- Chauffage dans un four à induction 10 classique pendant 20 s d'une tôle 2
d'épaisseur 1,5 mm, entre la température ambiante et une température TPi =
950 C;
Maintien dans le four à induction 10 de la tôle 2 à ladite température TPi
pendant une durée tm de 30 s;
- Transfert de la tôle 2 entre le four à induction 10 et un outil
d'emboutissage
à chaud 3, pendant une durée tO de 1 s; la température de l'acier diminue
jusqu'à TPO = 941 C ;
Première étape de mise en forme (déformation), exécutée dans l'outil
d'emboutissage à chaud 3 pendant une durée t1 de 0,5 s pour obtenir une tôle
mise en forme 4 ; la température de l'acier diminue jusqu'à TP1 = 808 C;
- Transfert de la tôle mise en forme 4 entre l'outil d'emboutissage à chaud
3
et un outil de perçage 5, pendant une durée t2 de 1 s ; la température de
l'acier
diminue jusqu'à TP2 = 799 C;
- Deuxième étape de mise en forme, consistant en un perçage effectué dans
l'outil de perçage 5 pendant une durée t3 de 0,5 s pour obtenir une tôle mise
en
forme et percée 6 ; la température de l'acier diminue jusqu'à TP3 = 667 C;
- Transfert de la tôle 6 mise en forme et percée vers un outil de découpe 7
pendant une durée t4 de 1 s, pour exécuter une découpe des bords de la tôle 6;
la température de la tôle diminue jusqu'à TP4 = 658 C ;
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Troisième étape de mise en forme consistant en un découpage des bords
de la pièce 6 afin de lui conférer ses dimensions définitives et obtenir un
produit
8, pendant une durée t5 de 0,5 s; la température de la pièce diminue jusqu'à
TP5 = 525 C;
Exécution d'un grenaillage 9 du produit 8 pour optimiser sa tenue en
fatigue ou l'adhérence d'une éventuelle couche de revêtement future.
Les procédés de la figure 1 et de la figure 2 ne diffèrent donc pas
fondamentalement. La seule différence est que le four à induction 10 permet un
chauffage
plus rapide et à une vitesse plus régulière que le four à rouleaux classique
1. La durée de
chauffage et la durée de maintien tm sont donc raccourcies, ce qui est
avantageux pour la
productivité de l'installation. Le chauffage à induction garantit aussi plus
assurément une
homogénéité de la température de la tôle dans tout son volume, ce qui est
avantageux
pour la réussite des étapes de la mise en forme et l'obtention des propriétés
finales
visées.
Le tableau 1 qui suit montre les compositions d'exemples d'aciers auxquels le
procédé
selon l'invention tel que décrit précédemment et représenté sur la figure 1 a
été appliqué.
Les éléments non mentionnés ne sont présents qu'à l'état de traces résultant
de
l'élaboration.
Ex. C Mn P S Si Al Ni Cr Cu Mo W Sn
Nb Ta V Ti
% p p m % % % % pp m
1 0,102 0,35 0,022 6 0,40 0,002 0,093 12,0 0,044 0,01 0,007 2 0,11 traces 0,10
0,007
2 0,06 0,51 0,019
40 0,38 0,002 0,41 11,2 traces traces traces 1 0,10 traces traces traces
3 0,06 0,51 0,019
40 0,38 0,002 0,41 11,2 0,600 traces traces 1 0,10 traces Traces traces
4 0,055 0,40 0,020 40 0,42 0,002 0,35 11,3 0,030 0,20 0,10 1 0,05 0,10 0,10
0,005
5 0,055 0,40 0,020 40 0,42 0,002 0,35 11,3 0,030 0,20 0,50 1 0,10 traces 0,10
0,005
z 6 0,006 1,14 0,016 9 0,38 0,030 0,88 12,0 0,011 0,001 traces 10 0,11 traces
0,027 0,077
o
z
7 0,14 0,45 0,020 5 0,35 0,001 0,40 11,1 0,091 0,027 traces 320 0,14
traces traces 0,004
8 0,10 0,30 0,020 10 0,40 0,002 3,0 12,0 0,020 1,90 traces 50 0,10 traces 0,08
0,004
9 0,10 0,30 0,020 10 0,40 0,002 2,5 12,0 0,020 1,65 traces 50 0,10 traces 0,08
0,004
10 0,10 0,30 0,020 10 0,40 0,002 2,5 12,0 0,020 1,65 traces 50 0,10 0,50 0,08
0,004
11 0,10 0,30 0,020 10 0,40 0,002 2,0 12,0 0,020 1,35 traces 50 0,10 traces
0,08 0,004
12 0,10 0,30 0,020 10 0,40 0,002 2,0 15,0 0,020 1,35 traces 50 0,10 traces
0,08 0,004
13 0,10 0,30 0,020 10 0,40 0,002 1,5 12,0 0,020 1,05 traces 50 0,10 traces
0,08 0,004
14 0,10 0,30 0,020 10 0,40 0,002 1,5 12,0 0,020 1,05 0,60 50 0,10 traces 0,08
0,004
15 0,102 0,35 0,022 6 0,40 0,002 0,09 12,0 0,044 0,01 0,007 2 0,11 traces 0,10
0,007
16 0,055 0,40 0,020 40 0,42 0,002 0,35 11,3 0,030 0,20 0,007 1 0,02 0,0002
0,10 0,50
17 0,395 0,34 0,027 18 0,28 0,002 0,19 14,1 0,044 0,63 traces 2 0,001 0,001
0,001 0,001
18 0,41 0,20 0,027 18 0,28 0,002 0,30 13,9 0,050 0,70 traces 2 0,001 0,001
0,001 0,001
19 0,125 0,41 0,033 10 0,36 0,001 0,29 12,32 0,110 0,02 traces traces 0,006
traces 0,08 0,009
0,23 1,16 0,017 6 0,28 0,057 0,025 0,17 0,025 0,006 traces 1 0,001 traces
0,004 0,04
21
0,23 0,37 0,024 10 0,51 traces 0,15 13,2 0,080 0,014 traces traces 0,005
traces 0,077 0,004
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19
22 0,461 0,33 0,024 19 0,33 traces 0,094 13,7 0,080 0,011 traces traces 0,005
traces 0,077 0,004
23 0,345 0,377 0,024 15 0,29 traces 0,52 16,2 0,091 0,027 traces traces 0,005
traces 0,077 0,004
24 0,107 0,59 0,020 20 0,56 0,001 0,38 11,4 0,091 0,027 traces 90 0,006 traces
0,077 0,001
25 0,009 0,20 0,030 100 0,55 0,030 0,20 11,1 0,300 0,30 traces 500 0,001
traces traces 0,175
26 0,033 0,30 0,018 17 0,27 traces 0,12 16,1 0,023 0,004 traces 40 0,48 traces
0,08 0,007
27 0,009 0,25 0,018 17 0,58 traces 0,12 14,8 0,023 0,004 traces 40 0,48 traces
0,08 0,007
28 0,021 0,41 0,021 30 0,16 0,002 1,4 16,8 0,050 0,15 traces 20 0,003 traces
0,12 0,005
29 0,015 0,313 0,029 11 0,42 0,004 0,20 16,5 0,120 0,024 traces 67 0,15 traces
0,11 0,106
30 0,05 0,35 0,021 80 0,30 0,0006 0,12 12,6 0,031 0,01 traces 50 0,003 traces
0,097 0,007
31 0,0463 0,914 0,019 14 0,37 0,012 1,61 13,9 0,073 0,027 traces 54 0,006
traces 0,108 0,362
32 0,10 0,30 0,020 10 0,40 0,002 3,1 12,0 1,50 1,90 traces 50 0,10 traces 0,08
0,004
33 0,10 0,30 0,020 10 0,40 0,002 2,5 12,0 0,020 1,65 traces 50 0,50 0,70 0,08
0,004
Ex. Zr Co B N H 0 Ca Y (Mn+Ni)- Cu+Ni Mo+2xVV (Nb+T Nb+Ta Ti+Zr+V
ppm ppm ppm ppm ppm ppm [Cr-10,3- +Co a)/(C+
80(0+N)2] % N)
1 0,005 0,019 4 250 0,2 10 5 0,1 0,03 0,156
0,024 0,835 0,106 0,112
2 traces 0,036 traces 100 <0,1 10 5 0,1 0,41 0,446 traces 1,4289 0,100 traces
3 traces 0,036 traces 100 <0,1 10 5 0,1 0,41 1,046 traces 1,429 0,100 traces
4 0,002 0,036 traces 110 <0,1 10 5 0,1 0,10 0,416 0,400 2,273 0,150 0,107
0,002 0,036 traces 110 <0,1 10 5 0,1 0,10
0,416 1,200 1,515 0,100 0,107
= 6 traces 0,021 traces 110 0,2 10 5 0,1
0,38 0,912 0,001 6,471 0,110 0,104
o
7 traces 0,037 traces 500 0,2 10 5 0,1 2,93 0,528 0,027 0,737 0,140 0,004
0.)
>
= 8 traces 0,050 traces 1000 0,2 10 5 0,1 4,80 3,070 1,900 0,500 0,100
0,084
9 traces 0,050 traces 1000 0,2 10 5 0,1 4,30 2,570 1,650 0,500 0,100 0,084
traces 0,050 traces 1000 0,2 10 5 0,1 4,30 2,570 1,650 3,000 0,600 0,084
11 traces 0,050 traces 1000 0,2 10 5 0,1 3,80 2,070 1,350 0,500 0,100 0,084
12 traces 0,050 traces 1000 0,2 10 5 0,1 0,80 2,070 1,350 0,500 0,100 0,084
13 traces 0,050 traces 1000 0,2 10 5 0,1 3,30 1,570 1,050 0,500 0,100 0,084
14 traces 0,050 traces 1000 0,2 10 5 0,1 3,30 1,570 2,250 0,500 0,100 0,084
0,005 0,019 4 250 10 10 5 0,1 0,03 0,156
0,024 0,835 0,106 0,112
16 0,05 0,036 traces 110 <0,1 10 5 0,1 0,10 0,416 0,400 0,306 0,020 0,650
17 0,001 traces 4 900 0,2 10 5 0,1 15,56 0,234
0,644 0,004 0,002 0,003
18 0,001 traces 4 900 0,2 10 5 0,1 16,90 0,350
0,714 0,004 0,002 0,003
19 traces 0,020 traces 270 0,2 18 5 0,1 0,53 0,420 0,020 0,039 0,006 0,089
") 20 traces 0,008 2 37 0,2 10 5 0,1 15,68 0,058 0,006 0,004 0,001 0,044
C.)
2 21 traces 0,020 traces 200 0,2 10 5 0,1 2,62 0,250 0,014 0,020 0,005 0,081
-a)
-a) = 22 traces 0,020 traces 298 0,2 10 5 0,1 16,27 0,194 0,011 0,010 0,005
0,081
23 traces 0,020 traces 1600 0,2 10 5 0,1 15,40 0,634 0,027 0,010 0,005 0,081
24 traces 0,020 3 140 0,2 10 5 0,1 -0,10 0,491 0,027 0,193 0,006 0,079
traces 0,020 traces 180 0,2 10 5 0,1 -0,34 0,520 0,300 0,037 0,001 0,175
26 traces 0,018 traces 400 0,2 10 5 0,1 -5,00 0,161 0,004 6,575 0,480 0,087
27 traces 0,018 traces 186 0,2 10 5 0,1 -4,09 0,161 0,004 17,391 0,480 0,087
28 traces 0,046 traces 270 0,2 10 5 0,1 -4,49 1,496 0,150 0,062 0,003 0,125
CA 03022115 2018-10-19
WO 2017/182896 PCT/IB2017/051636
29 traces 0,026 5 244 0,2 10 5 0,1 -5,68 0,346 0,024 6,254 0,153 0,216
traces 0,016 2 200 0,2 10 5 0,1 -1,47 0,167 0,010 0,043 0,003 0,104
31 traces 0,052 2 99 0,2 10 5 0,1 -0,87 1,732 0,274 0,114 0,006 0,470
32 traces 0,50 traces 1000 0,2 10 5 0,1 4,90
5,100 1,900 0,500 0,100 0,084
33 traces 0,050 traces 1000 0,2 10 5 0,1 4,30 2,570 1,650 6,000 1,200 0,084
Tableau 1 : Compositions des échantillons d'essais
Le tableau 2 montre les structures métallurgiques intermédiaires (pendant les
5 étapes du traitement où la température de l'acier est au-dessus de Ms) et
finales de ces
mêmes exemples, avec les propriétés mécaniques de la pièce finale : résistance
à la
traction Rm, limite élastique Rp0,2, allongement A, résilience KCU, capacité
d'angle de
pliage. Dans les colonnes relatives à la structure intermédiaire, MC désigne
la proportion
de carbures.
Ex. Structure métallurgique Structure Pièce
finale
intermédiaire métallurgique Rm (MPa)/ KCU
finale Rp0,2 (MPa)
(J/cm2)/angle de
/A (%) pliage ( )
1 MC=0,1% ; ferrite = 17% Martensite = 82,90%
1170/810/8.2 65/80
2 MC=0,02%; ferrite = 3% Martensite = 96,98%
1130/850/9.4 75(100
3 MC=0,02%; ferrite = 1% Martensite = 98,98%
1150/870/9.3 80(110
4 MC=0,02%; ferrite = 5% Martensite = 94,98%
1145/840/9.1 75(110
5 MC=0,02%; ferrite = 6% Martensite = 93,98%
1180/870/9.0 65/90
6 MC=0,12% ; ferrite = 19% Martensite = 80,88%
1175/810/9.7 70/80
0
f 7 MC=0,05%; ferrite = 1% Martensite = 98,95%
1550/1150/8.4 55/70
o
>
8 MC=0,05%; ferrite = 0% Martensite = 88%
1570/1100/9.1 55/65
9 MC=0,05%; ferrite = 0% Martensite = 95%
1560/1110/9.0 55/70
10 MC=0,05%; ferrite = 0% Martensite = 93%
1550/1130/9.3 60/80
11 MC=0,05%; ferrite = 0% Martensite = 97%
1500/1050/9.5 70/80
12 MC=0,1% ; ferrite = 0% Martensite = 84%
1600/1200/8.5 60/70
13 MC=0,05%; ferrite = 0% Martensite = 95%
1510/1110/9.2 65/75
14 MC=0,05%; ferrite = 0% Martensite = 98%
1200/810/8.1 30/55
MC=0,05% ; ferrite = 15% Martensite = 84,95% 1210/820/8.3
10/50
16 MC=0,01% ; ferrite = 80% Martensite = 19,99%
1010/700/10.5 60/70
17 MC=0,35%; ferrite = 0% Martensite = 75%
1600/1000/4 30/10
18 MC=0,40%; ferrite = 0% Martensite = 72%
1620/1010/4.2 30/15
0
o
0 19 MC=0,05% ; ferrite = 15% Martensite = 84,95%
1230/900/9.0 25/70
2
'0 20 MC=0%; ferrite = 0% Martensite = 100%
1500/1050/4.5 70/45
,o
cc 21 MC=0,1% ; ferrite = 5% Martensite = 94,90%
1800/1100/7.5 30/50
22 MC=1%; ferrite = 0% Martensite = 70% 1700/1000/3.2
20/15
23 MC=1%; ferrite = 0% Martensite = 73%
1750/1050/3 25/10
24 MC=0,01% ; ferrite = 15% Martensite = 84,99%
950/720/6 90(130
MC=0,01'% ; ferrite = 95% Martensite =4,99% 460/320/27 80(130
CA 03022115 2018-10-19
WO 2017/182896
PCT/IB2017/051636
21
26 MC=0,01%; ferrite = 80% Martensite = 19,99%
750/520/12 50/110
27 MC=0,01%; ferrite = 99,99% Martensite = 0%
540/350/29 80/130
28 MC=0,005%; ferrite = 99,995% Martensite = 0%
800/700/13 60/120
29 MC=0,003%; ferrite = 99,997% Martensite = 0%
500/350/20 65/120
30 MC=0,01%; ferrite = 18% Martensite = 81,99%
1000/780/8.5 20/105
31 MC=0,01%; ferrite = 45% Martensite = 54,99%
850/650/5 40/90
32 MC=0,05%; ferrite = 25% Martensite = 74,95%
1600/1050/8.5 35/65
33 MC=0,05%; ferrite = 65% Martensite = 34,95%
900/700/12 60/110
Tableau 2 : Structures métallurgiques intermédiaires et finales et propriétés
mécaniques
finales des exemples du tableau 1
On voit sur ce tableau que les exemples selon l'invention sont les seuls qui
permettent d'atteindre tous les objectifs visés en termes de propriétés
mécaniques.
Bien entendu, si une application privilégiée de l'invention est la mise en
forme de
tôles destinées à l'industrie automobile, celle-ci n'est pas exclusive, et les
tôles ainsi
mises en forme peuvent avoir toute autre application pour laquelle elles
s'avéreraient
avantageuses, notamment toutes pièces à fonction structurale relevant des
domaines
aéronautique, bâtiment, ferroviaire.
L'invention inclut aussi les cas où une tôle ayant la composition requise par
l'invention est solidarisée avec une tôle ayant une autre composition, et où
l'ensemble
ainsi obtenu est déformé par le procédé qui vient d'être décrit. Bien entendu,
les
structures et propriétés selon l'invention ne seront, normalement, obtenues
que sur la
partie de l'ensemble ayant la composition de l'invention.
