CA2572869A1 - Object comprising a steel part of a metal construction consisting of an area welded by a high power density beam and exhibiting an excellent toughness in a molten area, method forproducing said object - Google Patents
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Abstract
L'invention décrit un objet comprenant au moins une partie en acier dont la composition comprend, les teneurs étant exprimées en poids, du carbone en teneur comprise entre 0,005 et 0,27 %, du manganèse entre 0,5 et 1,6 %, du silicium entre 0,1 et 0,4 %, du chrome en teneur inférieure à 2,5 %, du Mo en teneur inférieure à 1 %, éventuellement un ou plusieurs éléments choisis parmi le nickel, le cuivre, l'aluminium, le niobium, le vanadium, le titane, le bore, le zirconium, l'azote, le reste étant du fer et des impuretés résultant de l'élaboration, ladite partie en acier comportant au moins une zone soudée par faisceau à haute densité d'énergie, caractérisé en ce que ladite zone soudée présente une microstructure constituée de 60 à 75 % de martensite auto-revenue et, en complément, de 40 à 25 % de bainite inférieure, et préférentiellement 60 à 70 % de martensite auto-revenue et, en complément, de 40 à 30 % de bainite inférieure. The invention describes an object comprising at least one steel part whose composition comprises, the contents being expressed by weight, carbon in between 0.005 and 0.27%, manganese between 0.5 and 1.6%, 0.1 to 0.4% silicon, less than 2.5% chromium content, Mo less than 1%, possibly one or more of nickel, copper, aluminum, niobium, vanadium, titanium, boron, zirconium, nitrogen, the rest being iron and resulting impurities of manufacture, said steel part having at least one welded zone high energy density beam, characterized in that said zone welded has a microstructure of 60 to 75% of self-martensite and, in addition, 40 to 25% lower bainite, and preferentially 60 to 70% self-returning martensite and, in addition, 40 to 30% lower bainite.
Description
WO 2006/01324 WO 2006/01324
2 PCT/FR2005/001543 ASSEMBLAGES SOUDES A HAUTE DENSITE D'EMERGIE D'ACIERS DE
CONSTRUCTION METALLIQUE PRESENTANT UNE EXCELLENTE
TENACITE DANS LA ZONE FONDUE, ET METHODE
DE FABRICATION DE CES ASSEMBLAGES SOUDES
La présente invention concerne les constructions métalliques en acier soudées par faisceau à haute densité d'énergie, et plus particulièrement 1o celles où un niveau de ténacité minimal est requis dans la zone fondue afin de se prémunir du risque de rupture brutale.
L'assemblage par faisceau à haute densité d'énergie, tel que le LASER ou le faisceau d'électrons, de tôles d'acier laminées à chaud et de plaques s'est particulièrement développé au cours de ces vingt dernières années en raison de certaines caractéristiques spécifiques : on mentionnera par exemple les très faibles déformations des assemblages, la grande précision de positionnement du faisceau et la possibilité de ne fondre que la quantité de matière strictement nécessaire, l'aspect des cordons ne nécessitant pas de parachèvement, et la possibilité de s'affranchir de traitements de détente.
Parmi les domaines d'applications de ces procédés, on citera notamment la construction navale, les matériels de travaux publics, l'automobile, les tubes pour le transport de gaz naturel, de pétrole brut. Pour certaines applications, en particulier celles dont les épaisseurs, les limites d'élasticité mises en jeu ou les contraintes de service sont les plus importantes, on exige des garanties de ténacité de façon à se prémunir du risque de rupture brutale.
Cette éventualité est d'autant plus à prendre en compte que l'assemblage par faisceau à haute densité d'énergie peut générer des défauts tels que micro-porosités ou retassures susceptibles d'amorcer une rupture fragile. Il convient donc que les zones soudées présentent la ténacité la plus élevée possible pour se prémunir de tout risque.
Différentes méthodes ont été proposées afin d'obtenir une ténacité
élevée dans la zone fondue : Se fondant sur la constatation que des structures tenaces de ferrite aciculaire sont obtenues par germination sur des inclusions non-métalliques, on a cherché à introduire ce type de particules dans la zone fondue, par exemple au moyen d'un dépôt préalable, comme l'indique le document JP n 2000288754. Cette méthode présente cependant différents inconvénients : la dispersion des oxydes au sein de la zone fondue peut ne pas être uniforme, ce qui conduit à une dispersion des propriétés mécaniques au sein de cette zone. De plus, l'augmentation de la fraction inclusionnaire se traduit par une baisse du niveau ductile.
Dans le même but, on a également cherché à contrôler le rapport entre les teneurs en aluminium et en oxygène de façon à favoriser la formation d'inclusions de nature favorable à la germination de ferrite aciculaire.
Partant d'acier calmé aluminium, cette méthode nécessite cependant une augmentation de la teneur en oxygène dans la zone fondue, ce qui conduit aux inconvénients ci-dessus. De plus, en soudage LASER, les conditions 1o cinétiques de la formation de ces structures de ferrite aciculaire souhaitées ne sont pas nécessairement compatibles avec les impératifs de productivité
et donc de vitesse de refroidissement après soudage.
On a également proposé d'accroître la ténacité des zones fondues par une addition de nickel (élément gammagène abaissant la température de transformation y-cc), ou d'alliage de nickel, de façon à ce que la teneur pondérale de la zone fondue en cet élément soit comprise entre 0,5 et quelques pour cents. Le document US n 4527040 décrit par exemple l'apport d'un alliage de nickel sous forme d'insert de 0,1mm d'épaisseur avant assemblage par LASER. Cette méthode accroît cependant les difficultés de positionnement du faisceau par rapport au plan de joint et les risques d'apparition de défauts, éventuellement de corrosion.
Il existe donc un besoin de disposer d'assemblages d'aciers soudés avec des procédés à haute densité d'énergie, qui présentent toute garantie de ténacité
en zone fondue, sans dispersion excessive des caractéristiques mécaniques, et de disposer d'une méthode de fabrication économique de ces assemblages ne comportant pas les inconvénients évoqués ci-dessus.
La présente invention a pour but de mettre à disposition de tels assemblages soudés et une méthode pour obtenir de tels assemblages à
partir d'aciers de construction métallique.
A cet effet, un premier objet de l'invention est constitué par un objet comprenant au moins une partie en acier dont la composition comprend, les teneurs étant exprimées en poids, du carbone en teneur comprise entre 0,005 et 0,27%, du manganèse entre 0,5 et 1,6%, du silicium entre 0,1 et 0,4%, du chrome en teneur inférieure à 2,5%, du Mo en teneur inférieure à
1%, éventuellement un ou plusieurs ,éléments choisis parmi le nickel, le cuivre, l'aluminium, le niobium, le vanadium, le titane, le bore, le zirconium, l'azote, le reste étant du fer et des impuretés résultant de l'élaboration. La 2 PCT / FR2005 / 001543 HIGH DENSITY WELDED EMERGING ASSEMBLIES OF STEEL
METALLIC CONSTRUCTION WITH EXCELLENT
TENACITY IN THE FOUNDED ZONE, AND METHOD
MANUFACTURING THESE WELDED ASSEMBLIES
The present invention relates to steel constructions of steel beam welded at high energy density, and more particularly 1o those where a minimum level of toughness is required in the melted zone in order to to guard against the risk of sudden breakage.
High energy density beam assembly, such as LASER or beam of electrons, hot-rolled steel plate and particularly developed over the last twenty years because of certain specific characteristics: for example, the following very small deformations of the assemblies, the high precision of beam positioning and the ability to melt only the amount of strictly necessary, the appearance of the cords not requiring completion, and the possibility of freeing relaxation treatments.
Among the fields of application of these processes, mention will be made in particular of shipbuilding, public works equipment, automobile, tubes for the transportation of natural gas, crude oil. For some applications especially those whose thicknesses, the elasticity limits put into Game or the service constraints are the most important, we require guarantees of toughness so as to guard against the risk of sudden breakage.
This eventuality is all the more important to take into account that assembly by high energy density beam can generate defects such as micro-porosity or shrinkage likely to initiate a brittle fracture. he appropriate so that welded zones have the highest toughness possible to guard against any risk.
Different methods have been proposed to obtain a tenacity in the melted zone: Based on the finding that Tenacious structures of acicular ferrite are obtained by germination on non-metallic inclusions, attempts have been made to introduce this type of in the melted zone, for example by means of a prior deposit, such as indicates this the document JP n 2000288754. This method however presents various disadvantages: the dispersion of the oxides within the melted zone two may not be uniform, leading to a dispersion of properties within this zone. In addition, the increase of the fraction inclusively translates into a lower ductile level.
For the same purpose, we also sought to control the relationship between aluminum and oxygen contents to promote training inclusions favorable to the germination of acicular ferrite.
thus However, this method requires increase in the oxygen content in the melted zone, which leads to the disadvantages above. Moreover, in LASER welding, the conditions 1o kinetics of the formation of these acicular ferrite structures desired are not necessarily compatible with productivity requirements and therefore cooling rate after welding.
It has also been proposed to increase the toughness of melted zones by addition of nickel (gammagenic element lowering the temperature of y-cc transformation), or nickel alloy, so that the content weight of the melted zone in this element is between 0.5 and a few cents. US Pat. No. 4,522,040 for example describes the contribution a nickel alloy in the form of 0.1mm thick insert before assembly by LASER. This method, however, increases the difficulties of beam positioning relative to the joint plane and the risks appearance of defects, possibly corrosion.
There is therefore a need to have assemblies of welded steels with High energy density processes, which have any guarantee of toughness in the melted zone, without excessive dispersion of the mechanical characteristics, and to have a method of manufacturing these assemblies do not have the disadvantages mentioned above.
The present invention aims to make available such welded joints and a method for obtaining such joints at from steel construction steel.
For this purpose, a first object of the invention is constituted by an object comprising at least one steel part whose composition comprises, the contents being expressed by weight, carbon content between 0.005 and 0.27%, manganese between 0.5 and 1.6%, silicon between 0.1 and 0.4%, chromium less than 2.5%, Mo less than 1%, optionally one or more, selected from nickel, copper, aluminum, niobium, vanadium, titanium, boron, zirconium, nitrogen, the rest being iron and impurities resulting from the elaboration. The
3 partie en acier comporte au moins une zone fondue par faisceau à haute densité d'énergie avec une microstructure constituée de 60 à 75 / de martensite auto-revenue et, en complément, de 40 à 25% de bainite inférieure, et préférentiellement 60 à 70% de martensite auto-revenue et, en complément, de 40 à 30% de bainite inférieure.
Avantageusement, l'objet est un tube en acier comprenant au moins un tronçon présentant une zone soudée dans le sens longitudinal ou transverse.
Avantageusement encore, l'objet est constitué d'au moins deux tôles laminées ou forgées à chaud d'acier de composition identique ou différente, 1o d'épaisseur identique ou différente, soudées entre elles.
Préférentiellement, le faisceau à haute densité d'énergie est un faisceau LASER.
Préférentiellement encore, le faisceau à haute densité d'énergie est un faisceau d'électrons.
L'invention a également pour objet un procédé de fabrication d'un des objets précédents, comprenant les étapes consistant à:
- approvisionner un objet comprenant au moins une partie en acier dont la composition comprend les teneurs étant exprimées en poids, du carbone en teneur comprise entre 0,005 et 0,27%, du manganèse entre 0,5 et 1,6%, du silicium entre 0,1 et 0,4%, du chrome en teneur inférieure à 2,5%, du Mo en teneur inférieure à 1%, éventuellement un ou plusieurs éléments choisis parmi le nickel, le cuivre, l'aluminium, le niobium, le vanadium, le titane, le bore, le zirconium, l'azote, le reste étant du fer et des impuretés résultant de l'élaboration, - souder par un procédé à haute densité d'énergie la partie en acier avec une pièce d'acier de composition identique ou différente, faisant déjà partie ou non de l'objet, - la puissance de soudage, la vitesse de soudage, les moyens d'un éventuel pré ou post-chauffage ou de refroidissement, étant choisis de telle sorte que l'on obtienne une zone fondue avec une microstructure constituée de 60 à 75% de martensite auto-revenue et , en complément, de 40 à 25% de bainite inférieure, préférentiellement 60 à 70% de martensite auto-revenue et, en complément, de 40 à 30% de bainite inférieure.
- Selon une caractéristique du procédé, la teneur en azote de la zone fondue est inférieure ou égale à 0,020%, la puissance de soudage, la vitesse de soudage, les moyens d'un éventuel pré ou post-chauffage ou de 3 steel part has at least one fused zone at a high beam energy density with a microstructure of 60 to 75 /
self-tempering martensite and, in addition, 40 to 25% of bainite lower, and preferably 60 to 70% of self-returned martensite and, in complement, 40 to 30% lower bainite.
Advantageously, the object is a steel tube comprising at least one section having a welded zone in the longitudinal or transverse direction.
Advantageously, the object consists of at least two plates hot-rolled or hot-forged steel of the same or different composition, 1o identical or different thickness, welded together.
Preferably, the high energy density beam is a beam LASER.
Preferably again, the high energy density beam is a electron beam.
The invention also relates to a method for manufacturing one of the objects precedents, comprising the steps of:
- supply an article comprising at least one steel part of which the composition comprises the contents being expressed by weight, carbon between 0.005 and 0.27%, manganese between 0.5 and 1.6%, silicon between 0.1 and 0.4%, chromium less than 2.5%, Mo less than 1%, possibly one or more elements selected from nickel, copper, aluminum, niobium, vanadium, titanium, boron, zirconium, nitrogen, the rest being iron and impurities resulting from the elaboration, - weld by a high energy density process the steel part with a piece of steel of identical or different composition, already part of or not of the object, - the welding power, the welding speed, the means of a possible pre or post-heating or cooling, being chosen so that we get a melted zone with a microstructure consisting of 60 to 75% self-healing martensite and, in addition, 40 to 25% of lower bainite, preferably 60 to 70% of martensite self-revenue and, in addition, 40 to 30% lower bainite.
- According to a characteristic of the process, the nitrogen content of the melted zone is less than or equal to 0.020%, the welding power, the speed of welding, the means of a possible pre or post-heating or
4 refroidissement, sont choisis de telle sorte que la zone fondue refroidisse selon un paramètre At ôô tel que :
AtB eXp 0,75 Ln ( OtB/ At M) LA tsoo )< AtB exp" 0,6 Ln ( 4tB/ At M) et préférentiellement : OtBlexp 0,7 Ln (AtB/ At M) A tsoo >< OtB eXp" 0,6 Ln (AtB/ At M) Otsôô exprimé en secondes désignant le Lt~emps s'écoulant entre la température de 800 C et la température de 500 C lors du refroidissement après soudage de ladite zone soudée, avec : AtB= exp (6.2 CE n+ 0,74) AtM= exp (10,6 CE I - 4,8) CEI = C+Mn/6+ Si/24 +Mo/4+ Ni/12+ Cu/15+ (Cr(1-0,16 Cr )/8)+f(B) CEI, = C+Mn/3,6+ Cu/20 +Ni/9+ Cr/5+ Mo/4, Avec : f(B)=0, si B<_0,0001 %
f(B)= (0,03-1,5N) si 0,0001 %<B<0,00025%
f(B)=(0,06-3N) si 0,00025%<B<0,0004%
f(B)=(0,09-4,5N) si B_0,0004%, C, Mn, Si, Mo, Ni, Cu, Cr, B et N désignant respectivement les teneurs en carbone, manganèse, silicium, molybdène, nickel, cuivre, chrome, bore et azote, exprimées en pourcentage pondéral, de ladite zone fondue.
Selon une autre caractéristique du procédé, le soudage est effectué par faisceau LASER d'une manière homogène et autogène, la teneur en azote de l'acier est inférieure ou égale à 0,020%, et la puissance de soudage, la vitesse de soudage, les moyens d'un éventuel pré ou post-chauffage ou de refroidissement, sont choisis de telle sorte que la zone fondue refroidisse selon un paramètre Atsôo tel que :
AtB eXp- 0,75 Ln ( dtB/ At M) Atsôô )< OtB eXp 1,6 Ln (AtB/ At M) et préférentiellement : OtB exp- 0,7 Ln ( OtB/ At M) A~500 )< AtB exp 0,6 Ln ( AtB/ At M) At5ôô , exprimé en secondes, désignant le temps s'écoulant entre 800 et 500 C lors du refroidissement après soudage de la zone fondue, avec : AtB= exp (6.2 CE II + 0,74) OtM= exp (10,6 CE I- 4,8) CEI = C+Mn/6+ Si/24 +Mo/4+ Ni/12+ Cu/15+ (Cr(1-0,16 Cr )/8)+f(B) CEII = C+Mn/3,6+ Cu/20 +Ni/9+ Cr/5+ Mo/4, avec : f(B)=0, si B<_0,0001 %
f(B)= (0,03-1,5N) si 0,0001 %<B<_0,00025%
f(B)=(0,06-3N) si 0,00025%<B<0,0004%
f(B)=(0,09-4,5N) si B_0,0004%, C, Mn, Si, Mo, Ni, Cu, Cr, B, N désignant respectivement les teneurs en carbone, manganèse, silicium, molybdène, nickel, cuivre, chrome, bore et azote, exprimées en pourcentage pondéral, de l'acier soudé.
Selon une autre caractéristique du procédé, le soudage est effectué par 4 cooling, are chosen so that the melted zone cools according to an At parameter such as:
AtB eXp 0.75 Ln (OtB / At M) LA tsoo) <AtB exp "0.6 Ln (4tB / At M) and preferentially: OtBlexp 0.7 Ln (AtB / At M) A tsoo><OtB eXp "0.6 Ln (AtB / At M) Otso expressed in seconds designating Lt ~ emps flowing between the temperature of 800 C and the temperature of 500 C during cooling after welding of said welded zone, with: AtB = exp (6.2 CE n + 0.74) AtM = exp (10.6 CE I - 4.8) IEC = C + Mn / 6 + Si / 24 + Mo / 4 + Ni / 12 + Cu / 15 + (Cr (1-0.16 Cr) / 8) + f (B) IEC, = C + Mn / 3.6 + Cu / 20 + Ni / 9 + Cr / 5 + Mo / 4, With: f (B) = 0, if B <_0.0001%
f (B) = (0.03-1.5N) if 0.0001% <B <0.00025%
f (B) = (0.06-3N) if 0.00025% <B <0.0004%
f (B) = (0.09-4.5N) if B_0.0004%, C, Mn, Si, Mo, Ni, Cu, Cr, B and N respectively denoting the levels of carbon, manganese, silicon, molybdenum, nickel, copper, chromium, boron and nitrogen, expressed in weight percent, of said molten zone.
According to another characteristic of the method, the welding is carried out by LASER beam in a homogeneous and autogenous way, the content of steel nitrogen is less than or equal to 0.020%, and the power of welding, the speed of welding, the means of a possible pre or post-heating or cooling, are chosen so that the area fondue cools according to a parameter Atsôo such that:
AtB eXp-0.75 Ln (dtB / At M) Ats6) <OtB eXp 1.6 Ln (AtB / At M) and preferentially: OtB exp-0.7 Ln (OtB / At M) A ~ 500) <AtB exp 0.6 Ln (AtB / At M) At5δ0, expressed in seconds, denoting the time elapsing between 800 and 500 C during the cooling after welding of the melted zone, with: AtB = exp (6.2 CE II + 0.74) OtM = exp (10.6 CE I-4.8) IEC = C + Mn / 6 + Si / 24 + Mo / 4 + Ni / 12 + Cu / 15 + (Cr (1-0.16 Cr) / 8) + f (B) CEII = C + Mn / 3.6 + Cu / 20 + Ni / 9 + Cr / 5 + Mo / 4, with: f (B) = 0, if B <_0.0001%
f (B) = (0.03-1.5N) if 0.0001% <B <_0.00025%
f (B) = (0.06-3N) if 0.00025% <B <0.0004%
f (B) = (0.09-4.5N) if B_0.0004%, C, Mn, Si, Mo, Ni, Cu, Cr, B, N respectively denoting the levels of carbon, manganese, silicon, molybdenum, nickel, copper, chromium, boron and nitrogen, expressed in weight percent, of welded steel.
According to another characteristic of the method, the welding is carried out by
5 faisceau d'électrons d'une manière autogène et homogène, la teneur en azote de l'acier est inférieure ou égale à 0,022%, la puissance de soudage, la vitesse de soudage, les moyens d'un éventuel pré ou post-chauffage ou de refroidissement, sont choisis de telle sorte que la zone fondue par le faisceau d'électrons refroidisse selon un paramètre Atsoo tel que AtB exp- 0,75 Ln ( OtB/ Ot M) <( Atsoo )< AtB eXp- 0,6 Ln (AtB/ Ot M) et préférentiellement : Otg exp" 0,7 Ln (AtB/ At M) <( Atsoo >< AtB exp 0,6 Ln ( AtB/ At M) At500 , exprimé en secondes, désignant le temps s'écoulant entre 800 et 500 C lors du refroidissement après soudage de ladite zone fondue, avec : OtB= exp (6.2 CE II + 0,74) AtM= exp (10,6 CE I- 4,8) CEI = C+Mn/6,67+ Si/24 +Mo/4+ Ni/12+ Cu/15+ (Cr(1-0,16 Cr )/8)+f(B) CEII = C+Mn/4+ Cu/20 +Ni/9+ Cr/5+ Mo/4, Avec : f(B)=0, si B<0,0001 %
f(B)= (0,03-1,35N) si 0,0001%<B_<0,00025%
f(B)=(0,06-2,7N) si 0,00025%<B<0,0004%
f(B)=(0,09-4,05N) si B_0,0004%, C, Mn, Si, Mo, Ni, Cu, Cr, B, N désignant respectivement les teneurs en carbone, manganèse, silicium, molybdène, nickel, cuivre chrome, bore, et azote, exprimées en pourcentage pondéral, de l'acier soudé.
Selon un mode particulier de réalisation de l'invention, on soude la partie en acier avec une pièce d'acier de composition identique ou différente, d'épaisseur identique ou différente, faisant partie ou non dudit objet, en utilisant un produit d'apport métallique L'invention va maintenant être décrite de façon plus précise, mais non limitative, en se rapportant aux figures annexées dans lesquelles :
- La figure 1 illustre la comparaison de la dureté de la Zone Affectée par la Chaleur avec celle de la zone fondue en soudage LASER et en soudage par faisceau d'électrons d'aciers de construction métallique.
- La figure 2 présente la comparaison de la température de transition Charpy V au niveau 28 Joules (TK28J) de la Zone Affectée par la chaleur avec celle de la zone fondue en soudage LASER et par faisceau d'électrons d'aciers de construction métallique. Electron beam in an autogenous and homogeneous manner, the content of nitrogen of the steel is less than or equal to 0.022%, the welding power, the welding speed, the means of a possible pre or post-heating or cooling zones, are chosen so that the zone melted by the electron beam cools according to an Atsoo parameter such as AtB exp-0.75 Ln (OtB / Ot M) <(Atsoo) <AtB eXp-0.6 Ln (AtB / Ot M) and preferentially: Otg exp "0.7 Ln (AtB / At M) <(Atsoo><AtB exp 0.6 Ln (AtB / At M) At500, expressed in seconds, denoting the time elapsing between 800 and 500 C during cooling after welding of said melted zone, with: OtB = exp (6.2 CE II + 0.74) AtM = exp (10.6 CE I-4.8) IEC = C + Mn / 6.67 + Si / 24 + Mo / 4 + Ni / 12 + Cu / 15 + (Cr (1-0.16 Cr) / 8) + f (B) CEII = C + Mn / 4 + Cu / 20 + Ni / 9 + Cr / 5 + Mo / 4, With: f (B) = 0, if B <0.0001%
f (B) = (0.03-1.35N) if 0.0001% <B_ <0.00025%
f (B) = (0.06-2.7N) if 0.00025% <B <0.0004%
f (B) = (0.09-4.05N) if B_0.0004%, C, Mn, Si, Mo, Ni, Cu, Cr, B, N respectively denoting the levels of carbon, manganese, silicon, molybdenum, nickel, copper chromium, boron, and nitrogen, expressed in weight percent, of welded steel.
According to a particular embodiment of the invention, the part is welded steel with a piece of steel of identical or different composition, the same or different thickness, whether or not part of the said object, in using a metal filler The invention will now be described more precisely, but not limiting, with reference to the appended figures in which:
- Figure 1 illustrates the comparison of the hardness of the Affected Area by the Heat with melted zone in LASER welding and welding by electron beam of structural steels.
- Figure 2 shows the comparison of the transition temperature Charpy V at 28 Joules (TK28J) of the Heat Affected Zone with that of the melted zone in LASER and beam welding of electrons of structural steels.
6 - La figure 3 illustre une évolution typique de la température de transition ductile-fragile et de la dureté en Zone Affectée par la Chaleur d'un acier de construction métallique, en fonction de la vitesse de refroidissement.
- Les figures 4 et 5 illustrent l'influence de la quantité de martensite autorevenue sur la ténacité en zone fondue en soudage LASER et en soudage par faisceau d'électrons respectivement.
- La figure 6 indique la modification de la teneur en azote dans la zone fondue par rapport à celle du métal de base lors du soudage par faisceau d'électrons.
lo Dans les assemblages obtenus par soudage LASER ou par faisceau d'électrons, la partie soudée est constituée de deux zones distinctes :
- La zone fondue, qui correspond à une zone passée par l'état liquide lors du soudage, c'est à dire celle où la température a été supérieure à celle du liquidus du matériau soudé.
- La Zone Affectée par la Chaleur (ou ZAC ), qui peut englober au sens large toutes les zones ayant subi une transformation allotropique lors du soudage. Par la suite, on réservera ici ce terme de ZAC aux parties de l'assemblage demeurant à l'état solide portées aux plus hautes températures lors du soudage qui sont le siège d'un grossissement plus important du grain 2o austénitique. Ces zones, très souvent les plus critiques du point de vue de la ténacité, correspondent à des températures maximales supérieures à 1200-1300 C.
En se plaçant dans le cas d'un soudage autogène (c'est à dire sans matériau d'apport) et homogène (soudure effectuée entre deux parties ayant une composition chimique identique), on a mis en évidence pour une large gamme de compositions d'aciers de construction métallique, de teneur en carbone allant de 0,005% C à 0,27%C en poids, en manganèse allant de 0,5 à 1,6%, en Si allant de 0,1 à 0,4%, en Cr jusqu'à 2,5%, en Mo jusqu'à 1%
que les propriétés mécaniques de la zone fondue et de la ZAC sont très voisines : Ainsi, la figure 1 indique que la dureté en soudage LASER et en soudage par faisceau d'électrons, sont très similaires dans ces deux zones.
Cette similarité s'applique également aux propriétés de ténacité, comme le montre la figure 2, qui compare la température de transition Charpy V au niveau 28 Joules de la Zone Affectée par la chaleur avec celle de la zone fondue pour les deux types de soudage utilisant des faisceaux à haute densité d'énergie. Les microstructures de ces deux zones sont elles aussi très semblables. 6 - Figure 3 illustrates a typical evolution of the transition temperature ductile-brittle and hardness in Heat Affected Zone of a steel metal construction, depending on the cooling rate.
- Figures 4 and 5 illustrate the influence of the amount of martensite autorevenue on the tenacity in melted zone in LASER welding and in electron beam welding respectively.
- Figure 6 shows the change in nitrogen content in the area melted compared to that of the base metal during beam welding electron.
lo In assemblies obtained by LASER or beam welding of electrons, the welded part consists of two distinct zones:
- The melted zone, which corresponds to a zone passed by the liquid state during the welding, that is, where the temperature has been higher than that of liquidus of the welded material.
- The Heat Affected Zone (or ZAC), which may include within the meaning of broadly all areas undergoing allotropic welding. Subsequently, this term of ZAC will be reserved for the parties of the assembly remaining in the solid state brought to the highest temperatures during welding which is the seat of a bigger magnification of the grain Austenitic. These areas, very often the most critical from the point of view of the toughness, correspond to maximum temperatures above 1200-1300 C.
By placing in the case of an autogenous welding (that is to say without material contribution) and homogeneous (a weld made between two parties with identical chemical composition), it has been highlighted for a wide range of structural steel compositions of metal construction, carbon ranging from 0.005% C to 0.27% C by weight, with manganese ranging from 0.5 at 1.6%, in Si ranging from 0.1 to 0.4%, in Cr up to 2.5%, in Mo up to 1%
that the mechanical properties of the melted zone and the ZAC are very In this way, Figure 1 indicates that hardness in LASER welding and in electron beam welding, are very similar in these two areas.
This similarity also applies to toughness properties, such as shows Figure 2, which compares the Charpy V transition temperature to level 28 Joules of the Heat Affected Area with that of the area melted for both types of welding using high beams energy density. The microstructures of these two zones are also very similar.
7 En d'autres termes, sous réserve que leur composition soit similaire, la zone fondue à haute densité d'énergie peut être assimilable à une ZAC de grande largeur du point de vue des propriétés mécaniques. Ceci indique que les moyens d'amélioration de la ténacité en zone fondue LASER peuvent se baser sur l'expérience acquise antérieurement dans le domaine des ZAC.
A ce titre, la figure 3 présente un exemple typique de l'évolution de la dureté
et de la température de transition ductile-fragile de la ZAC d'un acier de construction métallique à 0,04%C, 1,3%Mn en fonction de la vitesse de refroidissement après soudage. Cette vitesse est ici caractérisée par OtSoo , 1o paramètre qui désigne le temps qui s'écoule entre le passage à la température de 800 C et à la température de 500 C lors du refroidissement en soudage. Il existe une plage de vitesse de refroidissement (située pour 'oo cette composition d'acier vers Otsoo ~1-2s), pour laquelle la ténacité est optimale. Pour des vitesses de refroidissement beaucoup plus rapides, on assiste à la formation de martensite non revenue ( fresh martensite ), dont les propriétés sont inférieures. A l'opposé, une diminution de la vitesse de refroidissement aboutit à la formation de bainite supérieure ou de structures ferritiques grossières, également moins tenaces. Les microstructures correspondant à l'optimum de ténacité sont constituées pour partie de martensite auto-revenue, le revenu étant dû au cycle de soudage lui-même, et pour partie de bainite inférieure. La structure auto-revenue est caractérisée par la présence de fins carbures précipités dans les lattes de martensite. Ces structures optimales du point de vue de la ténacité se situent vers la fin du domaine d'apparition martensitique, c'est à dire correspondent au début de la diminution de la dureté à partir d'un plateau sensiblement horizontal correspondant à la dureté de la martensite, lorsque Otsoo augmente.
Selon l'invention, on a mis en évidence, comme le montre la figure 4, qu'une proportion de martensite autorevenue comprise entre 60 et 75 %, associée en complément à une proportion de bainite inférieure comprise entre 40 et 3o 25%, conduit à obtenir une excellente ténacité en zone fondue LASER.
Lorsque la proportion de martensite est plus spécialement comprise entre 60 et 70% associée en complément à une proportion de bainite inférieure comprise entre 40 et 30%, la température de transition est inférieure à-100 C, ce qui traduit un niveau de ténacité particulièrement élevé.
Une conclusion similaire peut être tirée de la figure 5, relative à des essais de soudage par faisceau d'électrons sur des aciers de construction métallique 7 In other words, provided that their composition is similar, the area high energy density fondue can be likened to a large ZAC
width from the point of view of mechanical properties. This indicates that means of improving toughness in the LASER melted zone can be to build on previous experience in the area of ZACs.
As such, Figure 3 presents a typical example of the evolution of the hardness and the ductile-brittle transition temperature of the ZAC of a steel of metal construction at 0.04% C, 1.3% Mn depending on the speed of cooling after welding. This speed is here characterized by OtSoo, 1o parameter which designates the time that elapses between the transition to temperature of 800 C and at the temperature of 500 C during cooling in welding. There is a cooling rate range (located for 'oo this steel composition towards Otsoo ~ 1-2s), for which the tenacity is optimal. For much faster cooling speeds, assists in the formation of fresh martensite (martensite), the properties are lower. In contrast, a decrease in the speed of cooling leads to the formation of upper bainite or structures coarse ferritic, also less stubborn. Microstructures corresponding to the optimum of tenacity consist partly of martensite self-revenue, the income being due to the welding cycle itself, and partly lower bainite. The self-revenue structure is characterized by the presence of fine carbides precipitated in the slats of martensite. These optimal structures from the point of view of toughness are towards the end of the domain of martensitic appearance, ie correspond to the beginning of the reduced hardness from a substantially horizontal plateau corresponding to the hardness of martensite, when Otsoo increases.
According to the invention, it has been shown, as shown in FIG.
proportion of martensite autorevenue between 60 and 75%, associated in addition to a lower proportion of bainite of between 40 and 30%, leads to excellent toughness in the LASER melted zone.
When the proportion of martensite is more especially between 60 and 70% associated in addition to a proportion of lower bainite between 40 and 30%, the transition temperature is below 100 C, which reflects a particularly high level of toughness.
A similar conclusion can be drawn from Figure 5, relating to tests of electron beam welding on steel of structural steel
8 dont la teneur en carbone est comprise entre 0,1 et 0,17 / . Une proportion de 60 à 75 / de martensite auto-revenue et, en complément, de 40 à 25 / de bainite inférieure, est donc particulièrement favorable pour l'obtention de zones fondues d'excellente ténacité en soudage à haute densité d'énergie.
A composition d'acier donnée, parmi les différentes variables d'assemblage en soudage à haute densité d'énergie (puissance et vitesse de soudage, éventuel pré ou post-chauffage ou moyens de refroidissement), on choisira celles qui conduisent à une proportion de 60 à 75% de martensite en zone fondue, et préférentiellement de 60 à 70% , associée à un complément 1o adéquat de bainite inférieure. Les relations entre la vitesse de refroidissement en soudage et la fraction de martensite vont être explicitées maintenant, en tenant compte de la similitude entre la ZAC et la zone fondue dans l'assemblage à haute densité d'énergie :
Dans le domaine des zones affectées par la chaleur, il est connu d'après la publication de Metal Construction , avril 1987, pp. 217-223, que la proportion de martensite peut être évaluée par les expressions suivantes t 1og $
Fraction martensitique fM= t5 tB
1og t M
ou, de manière équivalente :
t5oo -Atg exp fM Ln ( t6/ At M) ~
avec :
At ôô = Temps s'écoulant entre 800 et 500 C lors du refroidissement de la zone soudée après soudage, OtM= Temps de refroidissement critique conduisant à 100% de martensite, AtB= Temps de refroidissement critique conduisant à 100% de bainite.
log et Ln désignant respectivement les logarithmes décimaux et Népériens Cette expression s'applique lorsque : AtM _<Ots ô< AtB
Les temps critiques de refroidissement sont reliés à la composition chimique par les expressions suivantes :
AtB= exp (6.2 CE II + 0,74) OtM= exp (10,6 CE I- 4,8) avec :
CEI = C+Mn/6+ Si/24 +Mo/4+ Ni/12+ Cu/15+ (Cr(1-0,16 Cr )/8)+f(B) CEII = C+Mn/3,6+ Cu/20 +Ni/9+ Cr/5+ Mo/4, Avec : f(B)=0, si B90,0001 % 8 whose carbon content is between 0.1 and 0.17 /. A proportion of 60 to 75 / self-revenue martensite and, in addition, from 40 to 25 /
inferior bainite, is therefore particularly favorable for obtaining melted zones of excellent toughness in high energy density welding.
A given steel composition, among the various assembly variables in high energy density welding (power and welding speed, possible pre or post-heating or means of cooling), we will choose those which lead to a proportion of 60 to 75% of martensite in zone melted, and preferably 60 to 70%, combined with a complement 1o adequate lower bainite. The relationships between the speed of cooling in welding and the martensite fraction will be explained now, in taking into account the similarity between the ZAC and the melted zone in high energy density assembly:
In the area of heat affected areas, it is known from the publication of Metal Construction, April 1987, pp. 217-223, that the proportion of martensite can be evaluated by the following expressions t $ 1og Martensitic fraction fM = t5 tB
1og t M
or, in an equivalent way:
t5oo -Atg exp fM Ln (t6 / At M) ~
with:
At ôô = Time flowing between 800 and 500 C during the cooling of the soldered area after welding, OtM = critical cooling time leading to 100% martensite, AtB = Critical cooling time leading to 100% bainite.
log and Ln respectively denoting the logarithms decimals and Népériens This expression applies when: AtM _ <Ots ô <AtB
Critical cooling times are related to the chemical composition by the following expressions:
AtB = exp (6.2 CE II + 0.74) OtM = exp (10.6 CE I-4.8) with:
IEC = C + Mn / 6 + Si / 24 + Mo / 4 + Ni / 12 + Cu / 15 + (Cr (1-0.16 Cr) / 8) + f (B) CEII = C + Mn / 3.6 + Cu / 20 + Ni / 9 + Cr / 5 + Mo / 4, With: f (B) = 0, if B90,0001%
9 f(B)= (0,03-1,5N) si 0,0001 / <B<0,00025%
f(B)=(0,06-3N) si 0,00025 / <B<0,0004%
f(B)=(0,09-4,5N) si B_0,0004 /0, ces expressions supposant que f(B)_0, c'est à dire que N<_0,020%.
C, Mn, Si, Mo, Ni, Cu, Cr, B et N désignent respectivement les teneurs en carbone, manganèse, silicium, molybdène, nickel, cuivre, chrome, bore et azote, exprimées en pourcentage pondéral, de l'acier.
Or, comme on l'a montré précédemment, la similarité de la ZAC et de la zone fondue en soudage homogène et autogène à haute densité d'énergie indique que les formulations précédentes valables pour la ZAC sont également applicables à la zone fondue.
Selon l'invention, dans la zone fondue, une teneur en martensite comprise entre 60 et 75%, préférentiellement entre 60 et 70%, associée à un complément en bainite inférieure conduit à obtenir une excellente ténacité.
Ceci est obtenu si le paramètre de refroidissement obéit à l'expression suivante :
OtB eXp- 0,75 Ln ( 4tB/ At M) Ats800 00 >< AtB exp 0,6 Ln (AtB/ 4t M) et de préférence :
AtB exp 0,7 Ln ( 4tB/ At M) Atsoo )< AtB exp 1,6 Ln (AtB/ 4t M) Selon le procédé à haute densité d'énergie utilisé, deux cas sont à
distinguer :
- Dans le cas de soudage LASER homogène et autogène, la composition de la zone fondue est pratiquement identique à celle du métal de base. Les expressions mentionnées ci-dessus, relatives à la composition élémentaire de la zone fondue, s'appliquent également à la composition du métal de base, c'est à dire à la composition de l'acier à partir duquel on réalise l'assemblage.
- Dans le cas de soudage par faisceau d'électrons homogène et autogène, on a observé une modification de la composition de la zone fondue par rapport au métal de base : La teneur en azote est abaissée en moyenne d'environ 10%, comme l'indique la figure 6, par la suite de la faible pression partielle au-dessus du métal liquide. D'autre part, on observe également une réduction moyenne de 10% de la teneur initiale du manganèse, élément possédant une tension de vapeur élevée. A partir des teneurs initiales en N et en Mn dans le métal de base, les teneurs en N et en Mn dans la zone fondue sont respectivement égales à 0,9C et 0,9Mn. Dans ces conditions, les expressions précédentes deviennent - AtB= exp (6.2 CE II + 0,74) a OtM= exp (10,6 CE 1- 4,8) CE, = C+Mn/6,67+ Si/24 +Mo/4+ Ni/12+ Cu/15+ (Cr(1-0,16 Cr )/8)+f(B) CEõ = C+Mn/4+ Cu/20 +Ni/9+ Cr/5+ Mo/4, 5 Avec : f(B)=O, si B<_0,0001 %
f(B)= (0,03-1,35N) si 0,0001 %<B<0,00025%
f(B)=(0,06-2,7N) si 0,00025%<B<0,0004%
f(B)=(0,09-4,05N) si B_0,0004%, ces expressions supposant que f(B)>_0, c'est-à-dire que N90,022%.
1o C, Mn, Si, Mo, Ni, Cu, Cr, B et N désignent respectivement les teneurs en carbone, manganèse, silicium, molybdène, nickel, cuivre, chrome, bore et azote, exprimées en pourcentage pondéral, de l'acier soudé.
Naturellement, l'invention peut être également transposée au cas où l'on soude une partie en acier avec une autre pièce d'acier de composition différente, et ceci en tenant compte de la participation relative de chaque élément pour former la zone fondue, c'est à dire du coefficient de dilution.
La même remarque s'applique également au cas du soudage avec produit d'apport métallique, dont il convient de tenir compte de la composition et du coefficient de dilution, ceci afin d'évaluer la composition de la zone fondue.
La présente invention va être maintenant illustrée à partir de l'exemple suivant, relatif au soudage par faisceau LASER :
Un acier de 12 mm d'épaisseur utilisé pour la fabrication de tubes de limite d'élasticité supérieure à 400 MPa ayant la composition suivante :C=0,1 %, Mn=1,45%, Si=0,35%, AI=0,030%, Nb=0,040%, N=0,004%, a été soudé en mode autogène par faisceau LASER sans métal d'apport avec des 'oo paramètres choisis de telle sorte que la vitesse de refroidissement Atsoo soit égale à 1,7 s. Dans ces conditions, la fraction de martensite auto-revenue de la zone fondue calculée à partir de l'expression ci-dessus (cas du soudage homogène et autogène) est égale à 68%, très voisine de celle déterminée par observation métallographique, complétée par 32% de bainite inférieure. Ces conditions correspondent à celles de l'invention, qui sont associées à une ténacité optimale de la zone fondue : de fait, la température de transition, déterminée à partir d'essais de traction par choc sur éprouvettes cylindriques entaillées de 4mm de diamètre, est de -120 C, ce qui traduit une excellente ténacité et une grande résistance à la rupture fragile des tubes fabriqués dans ces conditions par soudage LASER.
Grâce à l'invention, on réalise donc la fabrication de structures soudées à
haute densité d'énergie de manière économique, sans faire appel à des éléments d'addition coûteux. L'invention permet de choisir les conditions d'assemblage de façon à satisfaire aux exigences de sécurité vis-à-vis du risque de rupture brutale. 9 f (B) = (0.03-1.5N) if 0.0001 / <B <0.00025%
f (B) = (0.06-3N) if 0.00025 / <B <0.0004%
f (B) = (0.09-4.5N) if B_0.0004 / 0, these expressions assuming that f (B) _0, that is to say that N <0.020%.
C, Mn, Si, Mo, Ni, Cu, Cr, B and N respectively indicate the levels of carbon, manganese, silicon, molybdenum, nickel, copper, chromium, boron and nitrogen, expressed as a percentage by weight, of steel.
However, as we have shown above, the similarity of the ZAC and the zone melted in homogenous and autogenous welding with high energy density indicates that the previous formulations valid for the ZAC are also applicable to the melted zone.
According to the invention, in the melted zone, a martensite content included between 60 and 75%, preferably between 60 and 70%, associated with a complement lower bainite leads to excellent toughness.
This is achieved if the cooling parameter obeys the expression next :
OtB eXp- 0.75 Ln (4tB / At M) Ats800 00><AtB exp 0.6 Ln (AtB / 4tM) and preferably:
AtB exp 0.7 Ln (4tB / At M) Atsoo) <AtB exp 1.6 Ln (AtB / 4tM) According to the high energy density method used, two cases are to distinguish :
- In the case of homogeneous and autogenous LASER welding, the composition of the melted zone is practically identical to that of the base metal. The abovementioned expressions relating to elementary composition of the melted zone, also apply to the composition of the metal of base, ie the composition of the steel from which one realizes assembly.
- In the case of homogeneous and autogenous electron beam welding, the composition of the melted zone has been modified by relative to the base metal: The nitrogen content is lowered on average about 10%, as shown in Figure 6, as a result of the low partial pressure above the liquid metal. On the other hand, we observe also an average reduction of 10% in the initial manganese, element having a high vapor pressure. From initial N and Mn contents in the base metal, the levels of N and Mn in the melted zone are equal to 0.9C and 0,9Mn. In these circumstances, the preceding expressions become - AtB = exp (6.2 CE II + 0.74) at OtM = exp (10.6 EC 1- 4.8) CE, = C + Mn / 6.67 + Si / 24 + Mo / 4 + Ni / 12 + Cu / 15 + (Cr (1-0.16 Cr) / 8) + f (B) CEõ = C + Mn / 4 + Cu / 20 + Ni / 9 + Cr / 5 + Mo / 4, 5 With: f (B) = O, if B <_0.0001%
f (B) = (0.03-1.35N) if 0.0001% <B <0.00025%
f (B) = (0.06-2.7N) if 0.00025% <B <0.0004%
f (B) = (0.09-4.05N) if B_0.0004%, these expressions assume that f (B)> 0, i.e., N90.022%.
1o C, Mn, Si, Mo, Ni, Cu, Cr, B and N respectively indicate the levels of carbon, manganese, silicon, molybdenum, nickel, copper, chromium, boron and nitrogen, expressed in weight percent, of welded steel.
Naturally, the invention can also be transposed to the case where one weld a steel part with another piece of steel composition different, taking into account the relative participation of each element to form the melted zone, ie the dilution coefficient.
The The same applies to the case of welding with metal, which must be taken into account in the composition and dilution coefficient, in order to evaluate the composition of the melted zone.
The present invention will now be illustrated from the example following, on LASER beam welding:
A 12 mm thick steel used for the manufacture of limit tubes of elasticity greater than 400 MPa having the following composition: C = 0.1%, Mn = 1.45%, Si = 0.35%, Al = 0.030%, Nb = 0.040%, N = 0.004%, was welded to autogenous mode by LASER beam without filler metal with 'oo parameters chosen so that the Atsoo cooling rate is equal to 1.7 s. Under these conditions, the self-revenue martensite fraction of the melted zone calculated from the above expression (case of welding homogeneous and autogenous) is equal to 68%, very close to that determined by metallographic observation, supplemented by 32% lower bainite. These conditions correspond to those of the invention, which are associated with a optimum tenacity of the melted zone: in fact, the transition temperature, determined from impact tests on cylindrical test pieces notched 4mm in diameter, is -120 C, which translates into excellent toughness and high resistance to brittle fracture of manufactured tubes under these conditions by LASER welding.
Thanks to the invention, the manufacture of welded structures is thus achieved.
high energy density economically, without resorting to expensive addition elements. The invention makes it possible to choose the conditions assembly in order to meet the safety requirements with regard to the risk of sudden breakage.
Claims (10)
de martensite auto-revenue et, en complément, de 40 à 25% de bainite inférieure, et préférentiellement 60 à 70% de martensite auto-revenue et , en complément, de 40 à 30% de bainite inférieure. 1. Object comprising at least one steel part whose composition includes, the contents being expressed in weight, carbon content between 0.005 and 0.27%, manganese between 0.5 and 1.6%, between 0.1 and 0.4% silicon, less than 2.5% chromium, Mo in content less than 1%, possibly one or more elements selected from nickel, copper, aluminum, niobium, vanadium, titanium, boron, zirconium, nitrogen, the rest being iron and impurities resulting from the production, said steel part comprising at least one high energy density beam melted zone, characterized in that said molten zone has a microstructure of 60 to 75%
of martensite auto-revenue and, in addition, from 40 to 25% of bainite lower, and preferably 60 to 70% of self-returned martensite and, in addition, 40 to 30% lower bainite.
d'au moins deux tôles laminées ou forgées à chaud d'acier de composition identique ou différente, d'épaisseur identique ou différente, soudées entre elles. 3. Object according to claim 1 or 2, characterized in that it is constituted at least two rolled or hot-forged steel sheets of composition identical or different, of identical or different thickness, welded between they.
- approvisionner un objet comprenant au moins une partie en acier dont la composition comprend les teneurs étant exprimées en poids, du carbone en teneur comprise entre 0,005 et 0,27%, du manganèse entre 0,5 et 1,6%, du silicium entre 0,1 et 0,4%, du chrome en teneur inférieure à 2,5%, du Mo en teneur inférieure à 1%, éventuellement un ou plusieurs éléments choisis parmi le nickel, le cuivre, l'aluminium, le niobium, le vanadium, le titane, le bore, le zirconium, l'azote, le reste étant du fer et des impuretés résultant de l'élaboration, - souder par un procédé à haute densité d'énergie ladite partie en acier avec une pièce d'acier de composition identique ou différente, faisant déjà partie ou non dudit objet, - la puissance de soudage, la vitesse de soudage, les moyens d'un éventuel pré ou post-chauffage ou de refroidissement, étant choisis de telle sorte que l'on obtienne une zone fondue avec une microstructure constituée de 60 à 75% de martensite auto-revenue et, en complément, de 40 à 25% de bainite inférieure, préférentiellement 60 à
70% de martensite auto-revenue et, en complément, de 40 à 30% de bainite inférieure. 6. A method of manufacturing an object according to any one of Claims 1 to 3, characterized in that it comprises the steps consists in :
- supply an article comprising at least one steel part of which the composition comprises the contents being expressed by weight, carbon content between 0.005 and 0.27%, manganese between 0.5 and 1.6%, silicon between 0.1 and 0.4%, chromium content less than 2,5%, Mo less than 1%, possibly or more elements selected from nickel, copper, aluminum, niobium, vanadium, titanium, boron, zirconium, nitrogen, the rest being iron and impurities resulting from the elaboration, - welding with a high energy density process said steel part with a piece of steel of the same or different composition, already part or not of said object, - the welding power, the welding speed, the means of a possible pre or post-heating or cooling, being selected from so that we get a melted zone with a microstructure consisting of 60 to 75% of self-revenue martensite and, in complement, from 40 to 25% lower bainite, preferably 60 to 70% self-returning martensite and, in addition, 40 to 30% of lower bainite.
.DELTA.t B exp-0,75 Ln (.DELTA.tB/ .DELTA.t M) <=<= .DELTA.tB
exp- 0,6 Ln (.DELTA.tB/ .DELTA.t M) et préférentiellement : .DELTA.t B exp- 0,7 Ln (.DELTA.tB/ .DELTA.t M) <=<= .DELTA.t B exp- 0,6 Ln (.DELTA.tB/ .DELTA.t M) exprimé en secondes désignant le temps s'écoulant entre la température de 800°C et la température de 500°C lors du refroidissement après soudage de ladite zone soudée, avec : .DELTA.t B= exp (6.2 CE II + 0,74) .DELTA.t M= exp (10,6 CE II + 4,8) CE I = C+Mn/6+ Si/24 +Mo/4+ Ni/12+ Cu/15+ (Cr(1-0,16.sqroot.Cr )/8)+f(B) CE II = C+Mn/3,6+ Cu/20 +Ni/9+ Cr/5+ Mo/4, Avec : f(B)=0, si B<=0,0001 %
f(B)= (0,03-1,5N) si 0,0001%<B<=0,00025%
f(B)=(0,06-3N) si 0,00025%<B<0,0004%
f(B)=(0,09-4,5N) si B>=0,0004%, C, Mn, Si, Mo, Ni, Cu, Cr, B et N désignant respectivement les teneurs en carbone, manganèse, silicium, molybdène, nickel, cuivre, chrome, bore et azote, exprimées en pourcentage pondéral, de ladite zone fondue. The method of claim 6, further characterized in that nitrogen content of said melted zone is less than or equal to 0.020%, that the welding power, the welding speed, the means of a possible pre or post-heating or cooling, are selected from such that said melted zone cools according to an Ot500 parameter such than :
.DELTA.t B exp-0.75 Ln (.DELTA.tB / .DELTA.t M) <= <= .DELTA.tB
exp-0.6 Ln (.DELTA.tB / .DELTA.t M) and preferably: .DELTA.t B exp-0.7 Ln (.DELTA.tB / .DELTA.t M) <= <= .DELTA.t B exp-0.6 Ln (.DELTA.tB / .DELTA.t M) expressed in seconds, indicating the time elapsing between the temperature of 800 ° C and the temperature of 500 ° C during the cooling after welding of said welded zone, with: .DELTA.t B = exp (6.2 CE II + 0.74) .DELTA.t M = exp (10.6 EC II + 4.8) CE I = C + Mn / 6 + Si / 24 + Mo / 4 + Ni / 12 + Cu / 15 + (Cr (1-0, 16.sqroot.Cr) / 8) + f (B) CE II = C + Mn / 3.6 + Cu / 20 + Ni / 9 + Cr / 5 + Mo / 4, With: f (B) = 0, if B <= 0.0001%
f (B) = (0.03-1.5N) if 0.0001% <B <= 0.00025%
f (B) = (0.06-3N) if 0.00025% <B <0.0004%
f (B) = (0.09-4.5N) if B> = 0.0004%, C, Mn, Si, Mo, Ni, Cu, Cr, B and N respectively denoting the levels of carbon, manganese, silicon, molybdenum, nickel, copper, chromium, boron and nitrogen, expressed in weight percent, of said molten zone.
.DELTA.t b exp-0,75 Ln (.DELTA.t B/.DELTA.t M) <=<= .DELTA.t B eXp-0,6 Ln(.DELTA.t B/.DELTA.t M) et préférentiellement : .DELTA.t B exp-0,7 Ln (.DELTA.t B/.DELTA.t M)<=
<= .DELTA.t B eXp-0,6 Ln (.DELTA.t B/.DELTA.t M) , exprimé en secondes, désignant le temps s'écoulant entre 800 et 500°C lors du refroidissement après soudage de ladite zone fondue, avec : .DELTA.t B= exp (6.2 CE II + 0,74), .DELTA.t M= exp (10,6 CE I - 4,8) CE I = C+Mn/6+ Si/24 +Mo/4+ Ni/12+ Cu/15+ (Cr(1-0,16 )/8)+f(B) CE II = C+Mn/3,6+ Cu/20 +Ni/9+ Cr/5+ Mo/4, Avec : f(B)=0, si B<=0,0001 %
f(B)= (0,03-1,5N) si 0,0001%<B<=0,00025%
f(B)=(0,06-3N) si 0,00025%<B<0,0004%
f(B)=(0,09-4,5N) si B>=0,0004%, C, Mn, Si, Mo, Ni, Cu, Cr, B, N désignant respectivement les teneurs en carbone, manganèse, silicium, molybdène, nickel, cuivre, chrome, bore et azote, exprimées en pourcentage pondéral, de l'acier soudé. Method according to claim 6, characterized in that said welding is performed by LASER beam in a homogeneous and autogenic way, the nitrogen content of the said steel is less than or equal to 0.020%, and that the welding power, the welding speed, the means of a possible pre or post-heating or cooling, are selected from such that said melted zone cools according to a parameter such than :
.DELTA.tb exp-0.75 Ln (.DELTA.t B / .DELTA.t M) <= <= .DELTA.t B eXp-0.6 Ln (.DELTA.t B / .DELTA.t M) and preferentially: .DELTA.t B exp-0.7 Ln (.DELTA.t B / .DELTA.t M) <=
<= .DELTA.t B eXp-0.6 Ln (.DELTA.t B / .DELTA.t M) , expressed in seconds, denoting the time elapsing between 800 and 500 ° C during the cooling after welding of said melted zone, with: .DELTA.t B = exp (6.2 CE II + 0.74), .DELTA.t M = exp (10,6 EC I - 4,8) CE I = C + Mn / 6 + Si / 24 + Mo / 4 + Ni / 12 + Cu / 15 + (Cr (1-0.16) ) / 8) + f (B) CE II = C + Mn / 3.6 + Cu / 20 + Ni / 9 + Cr / 5 + Mo / 4, With: f (B) = 0, if B <= 0.0001%
f (B) = (0.03-1.5N) if 0.0001% <B <= 0.00025%
f (B) = (0.06-3N) if 0.00025% <B <0.0004%
f (B) = (0.09-4.5N) if B> = 0.0004%, C, Mn, Si, Mo, Ni, Cu, Cr, B, N respectively denoting the levels of carbon, manganese, silicon, molybdenum, nickel, copper, chromium, boron and nitrogen, expressed in weight percent, of welded steel.
ou post-chauffage ou de refroidissement, sont choisis de telle sorte que ladite zone fondue par le faisceau d'électrons refroidisse selon un paramètre tel que:
.DELTA.t B exp-0,75 Ln (.DELTA.t B/.DELTA.t M) <=<= .DELTA.t B exp-0,6 Ln (.DELTA.t B/.DELTA.t M) et préférentiellement : .DELTA.t B exp-0,7 Ln (.DELTA.t B/.DELTA.t M) <=<= .DELTA.t B eXp 0,6 Ln (.DELTA.t B/.DELTA.t M) , exprimé en secondes, désignant le temps s'écoulant entre 800 et 500°C lors du refroidissement après soudage de ladite zone fondue, avec : .DELTA.t B= exp (6.2 CE II + 0,74) .DELTA.t M= exp (10,6 CE I - 4,8) CE I = C+Mn/6,67+ Si/24 +Mo/4+ Ni/12+ Cu/15+ (Cr(1-0,16 )/8)+f(B) CE II = C+Mn/4+ Cu/20 +Ni/9+ Cr/5+ Mo/4, Avec : f(B)=0, si B<=0,0001%
f(B)= (0,03-1,35N) si 0,0001%<B<=0,00025%
f(B)=(0,06-2,7N) si 0,00025%<B<0,0004%
f(B)=(0,09-4,05N) si B>=0,0004%, C, Mn, Si, Mo, Ni, Cu, Cr, B, N désignant respectivement les teneurs en carbone, manganèse, silicium, molybdène, nickel, cuivre chrome, bore et azote, exprimées en pourcentage pondéral, de l'acier soudé. 9. Method according to claim 6, characterized in that said welding is performed by electron beam, in an autogenous and homogeneous manner, that the nitrogen content of the said steel is less than or equal to 0.022%, that the welding power, welding speed, the means of a possible pre or post-heating or cooling, are chosen so that said melted zone by the electron beam cool according to a parameter such as:
.DELTA.t B exp-0.75 Ln (.DELTA.t B / .DELTA.t M) <= <= .DELTA.t B exp-0.6 Ln (.DELTA.t B / .DELTA.t M) and preferably: .DELTA.t B exp-0.7 Ln (.DELTA.t B / .DELTA.t M) <= <= .DELTA.t B eXp 0.6 Ln (.DELTA.t B / .DELTA.t M) , expressed in seconds, denoting the time elapsing between 800 and 500 ° C during the cooling after welding of said melted zone, with: .DELTA.t B = exp (6.2 CE II + 0.74) .DELTA.t M = exp (10,6 EC I - 4,8) CE I = C + Mn / 6.67 + Si / 24 + Mo / 4 + Ni / 12 + Cu / 15 + (Cr (1-0.16) ) / 8) + f (B) CE II = C + Mn / 4 + Cu / 20 + Ni / 9 + Cr / 5 + Mo / 4, With: f (B) = 0, if B <= 0.0001%
f (B) = (0.03-1.35N) if 0.0001% <B <= 0.00025%
f (B) = (0.06-2.7N) if 0.00025% <B <0.0004%
f (B) = (0.09-4.05N) if B> = 0.0004%, C, Mn, Si, Mo, Ni, Cu, Cr, B, N respectively denoting the levels of carbon, manganese, silicon, molybdenum, nickel, copper chromium, boron and nitrogen, expressed in weight percent, of welded steel.
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Families Citing this family (9)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
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| CN104759625B (en) * | 2015-03-27 | 2017-01-04 | 桂林电子科技大学 | A kind of material and the method that use laser 3D printing technique to prepare aluminum alloy junction component |
| CN105296852B (en) * | 2015-11-24 | 2017-03-29 | 西安三维应力工程技术有限公司 | Welded still pipe used for vehicle transmission shaft and its manufacture method |
| US10252378B2 (en) * | 2015-12-10 | 2019-04-09 | Caterpillar Inc. | Hybrid laser cladding composition and component therefrom |
| CN106319385A (en) * | 2016-09-30 | 2017-01-11 | 无锡市明盛强力风机有限公司 | Metal material and preparation method thereof |
| WO2019171624A1 (en) * | 2018-03-09 | 2019-09-12 | 日新製鋼株式会社 | Steel pipe and production method for steel pipe |
Family Cites Families (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US4527040A (en) * | 1983-06-16 | 1985-07-02 | The United States Of America As Represented By The Secretary Of The Navy | Method of laser welding |
| AU4111193A (en) * | 1992-05-27 | 1993-12-30 | Alloy Rods Global, Inc. | Welding electrodes for producing low carbon bainitic ferrite weld deposits |
| JPH1094890A (en) * | 1996-09-24 | 1998-04-14 | Nippon Steel Corp | Laser beam welding method of steel plate excellent in toughness of weld joint |
| DZ2528A1 (en) * | 1997-06-20 | 2003-02-01 | Exxon Production Research Co | Container for the storage of pressurized liquefied natural gas and a process for the transport of pressurized liquefied natural gas and natural gas treatment system to produce liquefied natural gas under pressure. |
| JP3519966B2 (en) * | 1999-01-07 | 2004-04-19 | 新日本製鐵株式会社 | Ultra-high-strength linepipe excellent in low-temperature toughness and its manufacturing method |
| FI114484B (en) * | 2002-06-19 | 2004-10-29 | Rautaruukki Oyj | Hot rolled strip steel and its manufacturing process |
-
2004
- 2004-07-05 FR FR0407512A patent/FR2872442B1/en not_active Expired - Fee Related
-
2005
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