L'invention concerne principalement une pièce d'acier soudée préalablement mise en forme à chaud à très haute résistance mécanique.

L'invention concerne également un procédé de fabrication d'une telle pièce d'acier soudée ainsi que l'utilisation de cette pièce d'acier soudée pour la fabrication de pièces de structures ou de sécurité pour véhicule automobile.

Il est connu de fabriquer des pièces d'acier soudées à partir de flans d'aciers de composition et/ou d'épaisseur différentes soudés entre eux bout à bout en continu. Selon un premier mode de fabrication connu, ces flans soudés sont déformés à froid. Selon un second mode de fabrication connu, ces flans soudés sont chauffés à une température permettant l'austénitisation de l'acier puis déformés à chaud et refroidis rapidement au sein de l'outillage de mise en forme. La présente invention se rapporte à ce second mode de fabrication.

La composition de l'acier peut être choisie à la fois pour permettre des opérations subséquentes de chauffage et de déformation, et pour conférer à la pièce d'acier soudée une résistance mécanique élevée, une grande résistance aux chocs ainsi qu'une bonne tenue à la corrosion.

De telles pièces d'acier trouvent notamment application dans l'industrie automobile, et plus particulièrement pour la fabrication des pièces anti-intrusion, des pièces de structure ou des pièces participant à la sécurité des véhicules automobiles.

Parmi les matériaux déformables à chaud présentant les caractéristiques requises pour les applications mentionnées précédemment, la tôle d'acier revêtue faisant l'objet de la publication EP971044 contient notamment une teneur en poids en carbone comprise entre 0,10 % et 0,5% et comporte un pré-revêtement métallique à base d'aluminium. La tôle est revêtue, par exemple au trempé en continu, dans un bain comportant, outre de l'aluminium, du silicium et du fer dans des teneurs contrôlées. Le traitement thermique subséquent appliqué lors d'un procédé de formage à chaud ou après la mise en forme et le refroidissement opéré postérieurement à ce traitement thermique permet d'obtenir une microstructure martensitique conférant à la pièce d'acier une résistance mécanique élevée pouvant dépasser 1500 MPa. Un procédé de fabrication connu de pièces d'acier soudées consiste à approvisionner au moins deux tôles d'acier selon la publication EP971044, à souder en bout à bout ces deux tôles pour obtenir un flan soudé, éventuellement à réaliser une découpe de ce flan soudé, puis à chauffer le flan soudé avant de réaliser une déformation à chaud, par exemple par emboutissage à chaud, pour conférer à la pièce d'acier la forme requise pour son application.

Une technique de soudage connue est le soudage par faisceau Laser. Cette technique présente des avantages en termes de souplesse, de qualité et de productivité comparés à d'autres techniques de soudage telles que le soudage à la molette ou le soudage à l'arc.

Mais au cours de l'opération de soudage, le pré-revêtement à base d'aluminium constitué d'une couche d'alliage intermétallique en contact avec le substrat en acier, surmonté d'une couche d'alliage métallique, est dilué avec le substrat d'acier au sein de la zone fondue qui est la zone portée à l'état liquide pendant l'opération de soudage et qui se solidifie après cette opération de soudage en formant la liaison entre les deux tôles.

Dans la gamme de teneurs en aluminium du pré revêtement, deux situations peuvent alors se présenter.

Selon un premier phénomène, si la concentration en aluminium dans la zone fondue est localement élevée, des composés intermétalliques se forment, résultant de la dilution d'une partie du pré-revêtement au sein de la zone fondue, et de l'alliation qui se produit lors du chauffage ultérieur du joint soudé avant l'étape de déformation à chaud. Ces composés intermétalliques sont des sites privilégiés d'amorçage de la rupture.

Selon un second phénomène, si la concentration en aluminium dans la zone fondue est moins élevée, l'aluminium, élément alphagène en solution solide dans la matrice, empêche la transformation en austénite qui intervient lors de l'étape de chauffage précédant l'emboutissage. Dès lors, il n'est plus possible d'obtenir de la martensite ou de la bainite lors du refroidissement après la mise en forme à chaud, et le joint soudé comporte de la ferrite. La zone fondue présente alors une dureté et une résistance mécanique moindres que les deux tôles adjacentes.

Pour éviter le premier phénomène décrit ci-dessus, une solution est décrite dans la publication EP2007545, qui consiste à éliminer, au niveau de la périphérie des tôles destinées à subir l'opération de soudage, la couche d'alliage métallique superficielle en laissant la couche d'alliage intermétallique. L'enlèvement peut être réalisé par brossage ou par faisceau laser. La couche d'alliage intermétallique est maintenue pour garantir la tenue à la corrosion et éviter les phénomènes de décarburation et d'oxydation lors du traitement thermique qui précède l'opération de mise ne forme.

Cependant, cette technique ne permet pas toujours d'éviter le second phénomène décrit ci-dessus : bien que la dilution de la mince couche d'alliage intermétallique ne conduise qu'à une très faible augmentation de la teneur en aluminium dans la zone fondue (inférieure à 0,1%), la conjugaison des ségrégations locales en aluminium et de la combinaison éventuelle du bore sous forme de nitrure dans la zone fondue, conduit à une diminution de la trempabilité dans cette zone. De ce fait, la vitesse critique de trempe est augmentée dans la zone fondue au regard de celle des deux tôles adjacentes.

La figure 1 représente la dureté observée dans la zone fondue (profil 2) et dans le métal de base (profil 1), c'est à dire la tôle d'acier avoisinante, après chauffage à 900°C puis emboutissage à chaud et refroidissement à vitesse variable. La dureté du métal de base est celle obtenue dans le cas d'une tôle selon la publication EP971044, comportant notamment 0,22%C, 1 ,12%Mn, 0,003%B. La dureté de la zone fondue est celle observée lorsque le soudage est réalisé comme décrit dans la publication EP2007545.

Le profil 1 indique que la vitesse critique de trempe martensitique du métal de base est de 27°C/seconde puisque toute vitesse de refroidissement supérieure à 27°C/seconde conduit à une dureté de la tôle de l'ordre de 480 HV et à une microstructure totalement martensitique.

En revanche, le profil 2 montre que la vitesse de trempe critique martensitique de la zone fondue est de 35°C/s. Ainsi, une vitesse de refroidissement après emboutissage à chaud comprise entre 27°C/s et 35°C/s ne conférera pas une dureté suffisante et une structure pleinement martensitique dans cette zone.

Par ailleurs, à cette augmentation de la vitesse de trempe critique dans la zone fondue, viennent s'ajouter des conditions défavorables de refroidissement de cette zone fondue lors de la mise en forme à chaud. En effet, la zone fondue peut se trouver en absence totale de contact avec l'outil froid lors du refroidissement pour les raisons indépendantes ou combinées suivantes :

si les deux tôles présentent une épaisseur différente, en raison de la « marche » aménagée dans l'outil pour permettre le déplacement de la matière lors de la mise en forme

en raison d'un éventuel défaut d'alignement entre l'outil et le flan soudé.

Ainsi, il résulte de ce qui a été dit précédemment que pour une vitesse de refroidissement du flan soudé inférieure à 35°C/s, la zone fondue présente une hétérogénéité microstructurale et une diminution des caractéristiques mécaniques de l'assemblage pouvant rendre la pièce d'acier soudée non conforme aux applications requises, notamment pour le domaine automobile.

Un autre procédé de soudage connu appliqué aux tôles de la publication EP971044 est décrit dans la publication EP1878531.

Ce procédé consiste à réaliser une zone fondue présentant les caractéristiques de résistance mécanique requises par le soudage de deux tôles préalablement découpées par cisaillage et présentant, du fait de ce type de découpe, des dépôts du pré-revêtement à base d'aluminium sur leurs tranches.

La procédé de soudage consiste soit en un soudage hybride laser-TIG, c'est-à-dire un faisceau laser combiné à un arc électrique délivré par une torche de soudage TIG (« Tungsten Inert Gas ») équipée d'une électrode non fusible, soit en un soudage hybride laser-MIG (« Métal Inert Gas ») pour lequel la torche de soudage est équipée d'une électrode filaire fusible.

Mais les pièces d'acier soudées préalablement embouties à chaud après l'opération de soudage selon ce procédé présentent également une fragilité mécanique au niveau de la zone fondue.

En effet, quel que soit le taux de métal d'apport dans le cas d'un soudage hybride laser-MIG, le mélange au sein de la zone fondue n'est pas suffisant pour éviter la formation de zones à forte teneur en aluminium, qui conduisent à une absence de formation de martensite au niveau de la zone fondue lors du refroidissement et donc une résistance mécanique insuffisante.

Pour obtenir un niveau de dilution souhaité, il est nécessaire d'avoir des apports en métal importants qui engendrent d'une part des difficultés pour fondre métal apporté par le soudage avec le métal à souder, et d'autre part une surépaisseur importante au niveau de la zone fondue qui est gênante pour la mise en forme et rend la pièce à souder résultante non conforme aux normes qualité en vigueur dans le secteur automobile.

Dans ce contexte, la présente invention vise une pièce d'acier soudée à très haute résistance mécanique, c'est-à-dire supérieure à 1230 MPa, obtenue à partir d'un chauffage dans le domaine austénitique suivi de la déformation d'au moins un flan soudé obtenu par soudage en bout à bout d'au moins deux tôles constituées au moins en partie d'un substrat en acier et d'un pré-revêtement qui est constitué d'une couche d'alliage intermétallique en contact avec le substrat en acier, surmontée d'une couche en alliage métallique laquelle est en alliage d'aluminium ou à base d'aluminium.

L'invention vise particulièrement une telle pièce d'acier soudée pour laquelle la déformation préalable consiste en une mise en forme à chaud et pour laquelle la résistance mécanique de la zone fondue est supérieure à celle des deux tôles soudées ou d'au moins l'une des deux tôles soudées.

A cet effet, la pièce d'acier soudée, à très hautes caractéristiques de résistance mécanique de l'invention est obtenue à partir d'un chauffage dans le domaine austénitique suivi d'une mise en forme à chaud puis d'un refroidissement d'au moins un flan soudé obtenu par soudage en bout à bout d'au moins une première et une seconde tôles constituées au moins en partie d'un substrat en acier et d'un pré-revêtement qui est constitué d'une couche d'alliage intermétallique en contact avec le substrat en acier, surmontée d'une couche en alliage métallique en alliage d'aluminium ou à base d'aluminium, et est essentiellement caractérisée en ce que les abords à proximité directe de la zone fondue résultant de l'opération de soudage et constituant la liaison entre la première et la seconde tôles, sont dépourvus de la couche d'alliage métallique tout en étant pourvus de la couche d'alliage intermétallique, et en ce que, sur au moins une partie de la longueur de la zone fondue, le rapport entre la teneur en carbone de la zone fondue et la teneur en carbone du substrat de l'une des première ou seconde tôle présentant la teneur en carbone Cmax la plus élevée est compris entre 1 ,27 et 1 ,59.

Les caractéristiques précitées de la pièce d'acier soudée de l'invention se traduisent par une rupture intervenant dans le métal de base et non dans la zone fondue, lorsque le joint soudé est sollicité par une traction uniaxiale perpendiculaire au joint.

La pièce d'acier soudée de l'invention peut également comporter les caractéristiques optionnelles suivantes considérées isolément ou selon toutes les combinaisons techniques possibles :

- le rapport entre la dureté de la zone fondue et la dureté du substrat de l'une des première ou seconde tôle présentant la teneur en carbone Cmax la plus élevée, est supérieur à 1,029 + (0,36 Cmax), Cmax étant exprimé en pourcentage pondéral.

- la composition du substrat d'au moins la première ou la seconde tôle comprend, les teneurs étant exprimées en poids :

0,10% <C< 0,5%

0,5% < Mn < 3%

0,1% < Si≤ 1%

0,01%<Cr< 1%

Ti < 0,2%

Al < 0,1%

S < 0,05%

P<0,1%

0,0005% < B< 0,010%

le solde étant du fer et des impuretés inhérentes à l'élaboration.

la composition du substrat d'au moins la première ou la seconde tôle comprend, les teneurs étant exprimées en poids :

0,15%<C<0,4%

0,8% < Mn < 2,3%

0,1% < Si < 0,35%

0,01%<Cr< 1%

Ti < 0,1%

Al < 0,1%

S < 0,03%

P < 0,05%

0,0005%<B<0,010%

le solde étant du fer et des impuretés inhérentes à l'élaboration. la composition du substrat d'au moins la première ou la seconde tôle comprend, les teneurs étant exprimées en poids :

0,15% < C < 0,25%

0,8% < Mn < 1 ,8%

0,1% < Si < 0,35%

0,01% < Cr < 0,5%

Ti < 0,1%

Al < 0,1%

S < 0,05%

P < 0,1 %

0,0002% < B < 0,005%

le solde étant du fer et des impuretés inhérentes à l'élaboration.

- la teneur en carbone de la zone fondue est inférieure ou égale à 0,45% en poids.

- la couche d'alliage métallique du pré-revêtement comprend, les teneurs étant exprimées en poids, entre 8 et 11% de silicium, entre 2 et 4 % en fer, le reste de la composition étant de l'aluminium et des impuretés inévitables.

- la microstructure de la zone fondue est dépourvue de ferrite.

- la microstructure de la zone fondue est martensitique.

- ladite mise en forme à chaud du flan soudé est réalisée par une opération d'emboutissage à chaud.

L'invention porte également sur un procédé de fabrication de la pièce d'acier soudée telle que précédemment décrite.

A cet effet, selon le procédé de l'invention, on approvisionne au moins une première et une seconde tôles d'acier constituées d'un substrat en acier et d'un pré-revêtement qui est constitué d'une couche d'alliage intermétallique en contact avec le substrat en acier, surmontée d'une couche d'alliage métallique laquelle est en alliage d'aluminium ou à base d'aluminium, et pour lesquelles au moins une face d'une partie d'un bord périphérique de chacune des première et seconde tôles d'acier destiné à subir l'opération de soudage est dépourvue de la dite couche d'alliage métallique en laissant en place la couche d'alliage intermétallique, et pour lesquelles les tranches respectives des bords périphériques des première et seconde tôles destinés à subir l'opération de soudage sont dépourvues d'aluminium ou d'alliage d'aluminium dont la présence peut résulter d'une opération préalable de découpe de chacune des première et seconde tôles, puis on soude en bout à bout la première et la seconde tôle d'acier au niveau des bords périphériques respectifs de ces première et seconde tôles d'acier dépourvus de la couche d'alliage métallique au moyen d'une source laser et en utilisant un fil d'apport de matière sur au moins une partie de la longueur de la zone soudée de façon à obtenir un flan soudé et à ce que la teneur en carbone de la zone fondue résultant de l'opération de soudage et constituant la liaison entre les première et seconde tôles soit comprise entre 1 ,27 et 1 ,59 fois la teneur en carbone du substrat de la tôle présentant la teneur en carbone la plus élevée, puis on chauffe ledit flan soudé de manière à conférer dans la zone fondue, une structure totalement austénitique, puis on met en forme à chaud ledit flan soudé et chauffé pour obtenir une pièce d'acier, puis on refroidit ladite pièce d'acier à vitesse contrôlée pour obtenir les caractéristiques de résistance mécanique visées.

Le procédé de fabrication de la pièce d'acier soudée de l'invention peut également comporter les caractéristiques optionnelles suivantes considérées isolément ou selon toutes les combinaisons techniques possibles :

- les faces opposées des bords périphériques respectifs de chacune des première et seconde tôles d'acier sont dépourvues de couche d'alliage métallique en laissant en place la couche d'alliage intermétallique.

- la largeur de la zone dépourvue de couche d'alliage métallique au niveau du bord périphérique des première et seconde tôles destiné à subir l'opération de soudage est comprise entre 0,2 et 2,2 millimètres.

- la composition du substrat d'au moins la première ou la seconde tôle comprend, les teneurs étant exprimées en poids :

0,10% < C < 0,5%

0,5%≤ Mn < 3%

0,1 % < Si≤ 1%

0,01% < Cr < 1%

Ti < 0,2%

Al < 0,1 %

S < 0,05%

P < 0,1 %

0,0005%≤B < 0,010% le solde étant du fer et des impuretés inhérentes à l'élaboration.

- la composition du substrat d'au moins la première ou la seconde tôle comprend, les teneurs étant exprimées en poids :

0,15% < C < 0,4%

0,8% < Mn < 2,3%

0,1% < Si < 0,35%

0,01 % < Cr < 1 %

Ti≤ 0,1%

Al < 0,1%

S < 0,03%

P < 0,05%

0,0005% < B < 0,010%

le solde étant du fer et des impuretés inhérentes à l'élaboration.

- la composition du substrat d'au moins la première ou la seconde tôle comprend, les teneurs étant exprimées en poids :

0,15% < C < 0,25%

0,8% < Mn < 1 ,8%

0,1% < Si < 0,35%

0,01% < Cr < 0,5%

Ti < 0,1%

Al < 0,1%

S < 0,05%

P < 0,1%

0,0002% < B < 0,005%

le solde étant du fer et des impuretés inhérentes à l'élaboration.

- lors de l'étape de soudage, les bords périphériques à souder des première et seconde tôles d'acier sont disposés à une distance maximum l'un de l'autre de 0,1 millimètres.

- l'énergie linéaire de soudage de ladite source laser lors de l'opération de soudage est supérieure à 0,3 kJ/cm.

- la source laser est soit de type Laser Gaz C0 ₂ conférant une énergie linéaire de soudage supérieure à 1 ,4 kJ/cm, soit de type Laser état solide conférant une énergie linéaire de soudage supérieure à 0,3kJ/cm. - la vitesse de soudage est comprise entre 3 mètres/minutes et 8 mètres/minutes, et la puissance du Laser Gaz CO2 est supérieure ou égale à 7 kW et la puissance du Laser état solide est supérieure ou égale à 4kW.

- l'étape de soudage est réalisée sous protection gazeuse d'Hélium et/ou d'Argon.

- le débit d'Hélium et/ou d'Argon pendant l'étape de soudage est supérieur ou égal à 15 litres par minute.

- le fil d'apport comprend, les teneurs étant exprimées en poids :

0,6% < C < 1 ,5 %

1% < Mn < 4%

0,1% < Si < 0,6%

Cr < 2%

Ti < 0,2 %

le solde étant du fer et des impuretés inhérentes à l'élaboration.

- le fil d'apport comprend, les teneurs étant exprimées en poids :

0,65% < C < 0,75 %

1 ,95% < Mn < 2,05%

0,35%≤ Si < 0,45%

0,95% < Cr < 1 ,05%

0,15% < Ti < 0,25 %

le solde étant du fer et des impuretés inhérentes à l'élaboration.

- la proportion de métal d'apport relativement au volume de la zone fondue est comprise entre 12% et 26% et la vitesse de soudage est comprise entre 3 et 7 mètres par minute.

- le couple constitué par ladite proportion de métal d'apport relativement au volume de la zone fondue et la vitesse de soudage se situe au sein du domaine illustré à la figure 8.

- le couple constitué par ladite proportion de métal d'apport relativement au volume de la zone fondue et la vitesse de soudage répond aux exigences combinées suivantes :

- la proportion de métal d'apport relativement au volume de la zone fondue est comprise entre 12 % et 26%, et

- la vitesse de soudage est comprise entre 3 et 7 mètres par minute, et - lorsque la vitesse de soudage est supérieure à 3,5 mètres par minute, le couple constitué par la proportion de métal d'apport relativement au volume de la zone fondue (35) et la vitesse de soudage est tel que Y≤-3,86X+39,5, étant entendu que Y désigne la proportion de métal d'apport exprimée en pourcentage volumique, et que X désigne la vitesse de soudage exprimée en mètre par minute.

- la proportion du métal d'apport relativement au volume de la zone fondue (35) est comprise entre 14 et 16%, le débit d'Hélium et/ou d'Argon est compris entre 13 et 17 litres par minute, le diamètre au point d'impact sur la tôle du faisceau laser (30) est compris entre 500 et 700 micromètres, et l'extrémité (32a) du fil d'apport (32) est situé à une distance du point d'impact du faisceau Laser sur la tôle comprise entre 2 et 3 millimètres.

- la vitesse de refroidissement de la zone fondue (35) pendant l'étape de mise en forme à chaud est supérieure ou égale à la vitesse critique de trempe martensitique de la dite zone fondue (35).

Enfin, l'invention porte sur l'utilisation de la pièce d'acier précédemment décrite pour la fabrication de pièces de structures ou de sécurité pour véhicule notamment automobile.

D'autres caractéristiques et avantages de l'invention ressortiront clairement de la description qui en est donnée ci-dessous, à titre indicatif et nullement limitatif, en référence aux figures annexées parmi lesquelles :

- la figure 1 déjà présentée représente le profil comparé de la dureté du métal de base et de la zone fondue en fonction de la vitesse de refroidissement lors de l'emboutissage à chaud, pour une pièce d'acier soudée de l'art antérieur, - la figure 2 est une représentation schématique d'une tôle utilisée pour mettre en œuvre le procédé de l'invention,

- la figure 3 est une représentation schématique du début de l'opération de soudage du procédé de l'invention,

- la figure 4 est une représentation schématique de la fin de l'opération de soudage du procédé de l'invention,

- la figure 5 représente le profil de la résistance mécanique à la rupture en traction de la zone fondue, la sollicitation étant exercée perpendiculairement par rapport au joint soudé, en fonction du pourcentage du métal d'apport dans la zone fondue lors du procédé de l'invention, et pour deux vitesses différentes de refroidissement au cours de l'emboutissage à chaud,

- la figure 6 représente la localisation de la rupture, soit dans le métal de base, soit dans la zone fondue en fonction du rapport entre la teneur en carbone de la zone fondue et la teneur en carbone du métal de base,

- la figure 7 est un graphique représentant un exemple de profil de microdureté (dureté sous une charge de 200g) d'une pièce d'acier soudée à partir de deux tôles d'épaisseur différente et emboutie selon l'invention et de la zone avoisinante à la dite zone fondue, et

- la figure 8 est un graphique illustrant les conditions limites de fonctionnement optimum du procédé de l'invention en termes de pourcentage de métal d'apport et de vitesse de soudage.

Selon le procédé de l'invention, on approvisionne deux tôles revêtues par immersion dans un bain d'aluminium fondu selon un procédé dit « au trempé » en continu conformément à la publication EP971044. Le terme de tôle est entendu dans un sens large comme toute bande ou objet obtenu par découpe à partir d'une bande, d'une bobine ou d'une feuille.

Le bain d'aluminium faisant l'objet de l'opération d'immersion peut comporter en outre de 9 à 10% de silicium et de 2 à 3,5% de fer.

L'acier constituant le substrat en acier des tôles présente la composition suivante, les teneurs étant exprimées en poids :

0,10% < C < 0,5%

0,5% < Mn < 3%

0,1% < Si < 1%

0,01% < Cr < 1%

Ti < 0,2%

Al < 0,1 %

S < 0,05%

P < 0,1 %

0,0005% < B < 0,010%

le solde étant du fer et des impuretés inhérentes à l'élaboration.

Préférentiellement, la composition de l'acier sera la suivante :

0,15% < C < 0,4%

0,8% < Mn < 2,3% 0,1% < Si < 0,35%

0,01% < Cr < 1%

Ti < 0,1%

Al < 0,1%

S < 0,03%

P < 0,05%

0,0005%≤B≤0,010%

le solde étant du fer et des impuretés inhérentes à l'élaboration.

Plus préférentiellement, et en accord avec la description qui suit, la composition de l'acier sera la suivante :

0,15% < C < 0,25%

0,8%≤Mn < 1 ,8%

0,1% < Si < 0,35%

0,01% < Cr < 0,5%

Ti < 0,1%

Al < 0,1%

S < 0,05%

P < 0,1%

0,0002% < B < 0,005%

le solde étant du fer et des impuretés inhérentes à l'élaboration.

La composition des tôles destinées à être soudées entre elles peut être identique ou différente.

Le revêtement, qui sera dénommé « pré-revêtement» à ce stade dans la description qui suit, présente les caractéristiques suivantes résultant de l'immersion de la tôle dans le bain d'aluminium : en référence à la figure 2, le pré- revêtement 3 de la tôle 4 présente deux couches 5,7 de nature différente.

En premier lieu, une couche d'alliage intermétallique 5 de type AISiFe est en contact sur la surface du substrat en acier 6 de la tôle 4. Cette couche d'alliage intermétallique 5 résulte de la réaction entre le substrat en acier 6 et le bain d'aluminium.

Par ailleurs, cette couche d'alliage intermétallique 5 est surmontée d'une couche d'alliage métallique 7 qui forme une couche superficielle du prérevêtement 3. Le pré-revêtement 3 est présent sur les deux faces opposées 8a, 8b de la tôle 4.

Selon le procédé de l'invention, la couche d'alliage métallique 7 est retirée au niveau de la périphérie 9 de la tôle 4 qui est destinée à subir l'opération subséquente de soudage.

Sur la figure 2, seule la face supérieure 8a fait l'objet de ce retrait, mais avantageusement, la couche d'alliage métallique 7 sera retirée périphériquement au niveau des deux faces opposées 8a, 8b de la tôle 4.

La couche d'alliage intermétallique 5 subsiste ainsi au niveau de la périphérie 9 de la tôle 4 destinée à faire l'objet de l'opération de soudage.

L'ablation de la couche métallique 7 peut être réalisée par une opération de brossage puisque la couche métallique 7 retirée présente une dureté inférieure à la dureté de la couche d'alliage intermétallique 5 qui subsiste.

L'homme du métier saura adapter les paramètres concernant le brossage pour permettra l'enlèvement de la couche métallique 7 à la périphérie 9 de la tôle 4.

Il est également possible d'effectuer le retrait de la couche d'alliage métallique par un faisceau laser dirigé vers la périphérie 9 de la tôle 4.

L'interaction entre le faisceau laser et le pré-revêtement3 provoque une vaporisation et une expulsion de la couche d'alliage métallique 7.

La largeur de l'enlèvement de la couche d'alliage métallique 7 au niveau de la périphérie 9 de la tôle 4 est comprise entre 0,2 et 2,2 millimètres.

Par ailleurs, l'épaisseur de la couche d'alliage intermétallique 5 subsistant au niveau de la périphérie 9 de la tôle 4 présente une épaisseur de l'ordre de 5 micromètres.

Ces deux modes d'ablation (brossage et laser) de la couche d'alliage métallique font l'objet de la publication EP2007545.

Les opérations de découpe préalable de la tôle 4, ainsi que l'opération d'enlèvement de la couche d'alliage métallique 7 telle que précédemment décrite, peuvent conduire à entraîner une partie du pré-revêtement 3 au niveau de la tranche 10 de la périphérie 9 de la tôle 4 destinée à faire l'objet de l'opération de soudage. Il en résulte alors des traces d'aluminium ou d'alliage d'aluminium au niveau de cette tranche 10. Selon le procédé de l'invention, ces traces d'aluminium ou d'alliage d'aluminium au niveau de la tranche 10 de la tôle 4 sont également retirées par brossage préalablement à l'opération de soudage.

En référence à la figure 3, une première tôle 11 et une seconde tôle 12 présentant chacune un substrat respectif 25,26 et présentant chacune sur leurs faces respectives opposées 13a, 13b ;14a ;14b un pré-revêtement 15,16 constitué d'une couche d'alliage intermétallique 17,18 surmontée d'une couche d'alliage métallique 19,20, sont amenées en bout à bout selon les pratiques habituelles du soudage laser par contact entre leurs périphéries respectives 21 ,22 sur lesquelles d'une part la couche d'alliage métallique 19,20 a été retirée au niveau de leurs faces opposées 13a, 13b ;14a ;14b, et sur les tranches 23,24 desquelles le prérevêtement 15,16 entraîné lors de l'opération de cisaillage, a également été ôté.

La distance maximum entre les tranches respectives 23,24 des deux tôles 11 ,12 est de 0,1 millimètre, l'aménagement de ce jeu entre les tranches 23,24 des deux tôles 11 ,12 favorisant le dépôt du métal d'apport lors de l'opération de soudage.

Comme illustré sur la figure 3, l'opération de soudage selon le procédé de l'invention consiste en un faisceau laser 30 dirigé au niveau de la jonction entre les deux tôles 11 ,12, combiné à un arc électrique 31 délivré par une torche de soudage comportant une électrode filaire fusible 32, dénommée fil d'apport 32 dans la description qui suit. Il s'agit donc d'un procédé de soudage laser avec métal d'apport.

La source laser utilisée doit être de haute puissance et peut être choisie parmi une source laser de type laser gaz CO2 de longueur d'onde de 10 micromètres ou une source laser état solide de longueur d'onde de 1 micromètre.

En raison de l'épaisseur des deux tôles 11 ,12 qui est inférieure à 3 millimètres, la puissance du laser gaz CO2 sera supérieure ou égale à 7 kilowatts tandis que la puissance du laser état solide sera supérieure ou égale à 4 kilowatts.

Par ailleurs, le diamètre du faisceau laser à l'endroit de son impact sur les tôles sera d'environ 600 micromètres pour les deux types de source laser.

Enfin, l'extrémité 32a du fil d'apport 32 sera située à environ 3 millimètres par rapport au point d'impact P du faisceau laser 30 sur la jonction entre les tôles 11 et 12 pour une source laser état solide et à environ 2 millimètres du faisceau laser 30 pour une source laser de type laser gaz CO2.

Ces conditions vont permettre d'obtenir une fusion complète du fil d'apport 32 ainsi qu'un mélange satisfaisant avec le substrat en acier au niveau de la soudure.

Par ailleurs, ces puissances vont permettre de mettre en œuvre une vitesse de soudage suffisante pour éviter la précipitation de nitrures de bore et/ou d'autres problèmes de ségrégation.

Le fil d'apport doit répondre à deux exigences :

- en premier lieu, la quantité de métal apporté par ce fil d'apport 32 doit permettre à la source laser de provoquer sa fusion en totalité et de générer un mélange relativement homogène au niveau de la soudure. Par ailleurs, la quantité de métal apportée ne doit pas conduire à une surépaisseur de la soudure de plus de 10% par rapport à l'épaisseur la moins importante des deux tôles si ces dernières ne présentent pas la même épaisseur, conformément aux normes qualité automobile en vigueur.

- en outre, la composition du fil d'apport doit permettre, en combinaison avec les autres paramètres du procédé de soudage, l'obtention d'une soudure dont les caractéristiques de résistance mécanique sont comparables, après déformation à chaud et refroidissement, aux caractéristiques de résistance mécanique des première 11 et seconde 12 tôles soudées.

Enfin, au cours de l'étape de soudage, une protection gazeuse doit être assurée pour éviter l'oxydation et la décarburation de la zone faisant l'objet de la soudure, pour éviter la formation de nitrure de bore dans la zone fondue et les phénomènes éventuels de fissuration à froid induits par l'absorption d'hydrogène.

Cette protection gazeuse est réalisée par l'utilisation d'Hélium et/ou d'Argon. En référence à la figure 4, l'opération de soudage conduit à la formation d'une zone fondue 35 à la jonction entre les deux tôles 11 ,12 qui se solidifie ultérieurement en formant la soudure. La dénomination de « zone fondue » est conservée pour identifier cette soudure, même après solidification de cette zone fondue 35.

On peut prévoir pour les parties qui subiraient un refroidissement local moins rapide lors de l'emboutissage à chaud d'apporter un fil d'apport uniquement dans certaines parties de la longueur de la zone fondue et ne pas apporter de fil d'apport dans les jonctions restantes.

Le flan soudé 37 résultant de l'opération de soudage présente ainsi une zone fondue 35 dépourvue d'alliage intermétallique du fait de l'enlèvement préalable de la couche d'alliage métallique 19,20 comme explicité précédemment.

Par ailleurs, comme le montre la figure 4, les abords 36 à proximité directe de la zone fondue 35 sont exempts de couche d'alliage métallique 19,20 en raison du fait que la largeur de la zone fondue 35 est inférieure à la largeur de la zone de soudage ne comportant pas de couche d'alliage métallique 19,20.

Bien que la figure 4 illustre le cas simple d'un flan soudé réalisé à partir d'une première 11 et d'une seconde 12 tôles, il est possible de mettre en œuvre l'invention à partir d'un plus grand nombre de tôles soudées entre elles.

Le flan soudé 37 ainsi obtenu subit ensuite un chauffage de façon à obtenir une transformation austénitique dans l'ensemble des parties de ce flan. On déforme celui-ci à chaud, préférentiellement par emboutissage à chaud. Cette étape est suivie d'un refroidissement opéré par contact dans l'outil d'emboutissage à une vitesse de refroidissement dont il sera discuté plus loin, et conduit à l'obtention d'une pièce d'acier soudée.

Dans la description qui suit, la référence à une pièce d'acier soudée se rapporte à la pièce finie issue de l'emboutissage à chaud du flan soudé dont la réalisation est décrite plus haut.

Pour un acier de type 22MnB5 (C=0,20-0,25%, Mn=1 ,1-1 ,35%, Si=0,15- 0,35%, AI=0,020-0,060%, Ti=0,020-0,050%, Cr=0, 15-0,30%, B=0,002-0,004%, les teneurs étant exprimées en poids et le solde étant du fer et des impuretés résultant de l'élaboration), le tableau 1 ci-dessous présente les conditions limites du procédé de soudage permettant de réaliser une pièce d'acier soudée pour laquelle la dureté de la zone fondue et emboutie à chaud est au moins égale à la dureté de l'une ou l'autre des deux tôles 11 ,12.

Ces conditions limites sont données en termes de vitesse de soudage, de proportion volumique de métal d'apport par rapport à la zone fondue et de composition chimique du fil d'apport exprimé en pourcentage massique. Les essais ayant conduits à ces conditions limites ont été réalisés avec une source laser gaz CO2 de puissance supérieure à 7 kilowatts et une source laser état solide de puissance supérieure à 4 kilowatts sous protection gazeuse d'Hélium et/ou d'Argon de débit supérieur à 15 litres/minutes.

Tableau 1

Dans cet exemple particulier, des essais sont réalisés avec un fil d'apport dont la composition comprend les teneurs en poids suivantes : C=0,7%, Si =0,4%, Mn=2%, Cr=1% et Ti=0,2, le reste étant du fer et des impuretés résultant de l'élaboration.

Les essais sont réalisés avec une source laser gaz CO ₂ de puissance supérieure à 7 kilowatts et une source laser état solide de puissance supérieure à 4 kilowatts sous protection gazeuse d'Hélium et/ou d'Argon de débit supérieur à 15 litres/minutes. Tous les résultats obtenus présentés ci après sont similaires quelle que soit la source laser utilisée.

En référence à la figure 8, l'aspect de la zone fondue et la qualité du mélange du fil d'apport et du métal fondu sont examinés pour des pourcentages de métal d'apport et des vitesses de soudage différentes.

Pour les points expérimentaux référencés 40 et 41 , les résultats en termes de dilution et d'aspect de surface de la zone fondue sont satisfaisants, tandis que pour les points expérimentaux référencés 42, les résultats ne sont pas satisfaisants.

La figure 5 illustre la résistance à la rupture en traction de la pièce d'acier soudée préalablement emboutie à chaud en fonction du pourcentage de métal d'apport dans la zone fondue, pour deux vitesses de refroidissement de 30 et 50°C/s.

Les points expérimentaux référencés 43 correspondent à une vitesse de refroidissement de 30°C par seconde et les points expérimentaux référencés 44 correspondent à une vitesse de refroidissement de 50 °C par seconde. Ces deux vitesses correspondent respectivement à une extraction efficace de la chaleur grâce à un contact étroit entre la pièce et l'outillage de presse (50°C/s) et à un contact moins étroit en raison d'une pression de serrage moins élevée et/ou d'une différence d'épaisseur entre les tôles à souder (30°C/s)

Lorsque les flans soudés emboutis à chaud sont refroidis à une vitesse de 50°C par seconde, la résistance mécanique à la rupture est comprise entre 1470 et 1545 MPa et la rupture intervient dans le métal de base.

Lorsque les flans soudés emboutis à chaud sont refroidis à une vitesse de 30°C par seconde, et lorsque la proportion volumique de métal d'apport est comprise entre 4,3 et 11 ,5%, la rupture s'effectue dans la zone fondue et la résistance mécanique à la rupture est comprise entre 1230 et 1270 MPa.

En revanche, lorsque les flans soudés emboutis à chaud sont refroidis à une vitesse de 30°C par seconde, et lorsque la proportion volumique de métal d'apport est de 14,7%, la rupture s'effectue dans le métal de base avec une résistance mécanique de 1410 MPa.

Ainsi, une proportion de métal d'apport supérieure à 12% permet d'obtenir systématiquement une rupture en dehors du joint soudé, ceci aussi bien dans des zones refroidies efficacement dans la pièce emboutie, que dans les zones refroidies moins efficacement.

La figure 6 présente la localisation de la rupture, soit dans le métal de base selon le palier 45, soit dans la zone fondue selon le palier 46, lorsque les joints soudés sont soumis à une traction uniaxiale perpendiculaire au joint, en fonction du rapport entre la teneur en carbone de la zone fondue et la teneur en carbone du métal de base et ce, à partir des points expérimentaux 43, 44 présentés en référence à la figure 5 et référencés respectivement 43a et 43b sur la figure 6.

On fait apparaître que lorsque ce rapport est supérieur à 1 ,27 (droite D1), la rupture se produit systématiquement dans le métal de base et ce, en dépit des modifications de trempabilité dues à la présence d'aluminium dans la zone fondue, et en dépit de la vitesse de refroidissement plus lente résultant d'un contact imparfait entre la pièce et l'outillage.

Le fait que la rupture intervienne toujours dans le métal de base au-delà de cette valeur de 1 ,27 est inattendu car la ténacité du métal fondu décroît lorsque la teneur en carbone augmente. Conjugué à l'effet de concentration de contraintes inévitable dans le joint soudé, la rupture aurait dû plutôt intervenir dans le métal fondu par manque de ténacité pour les teneurs en carbone les plus élevées. Il est également indiqué sur la figure 8 qu'au delà d'un rapport de 1 ,59 (droite D2), il apparaît une fragilité particulière.

Par conséquent, lorsque le rapport entre teneur en carbone de la zone fondue et la teneur en carbone du métal de base est compris entre 1 ,27 et 1 ,59, la rupture intervient systématiquement dans le métal de base, et non dans la zone fondue.

La dureté importante de la zone fondue est liée à sa microstructure martensitique exempte de ferrite. Il est connu que la dureté d'un acier à structure martensitique dépend principalement de sa teneur en carbone. Par conséquent, il est possible de définir à partir des résultats ci-dessus, le rapport Z entre la dureté de la zone fondue et la dureté du métal de base avoisinant qu'il convient de respecter.

Dans le cas du soudage de tôles de composition différente, Cmax désigne la teneur en carbone de celle des tôles qui comporte la plus forte teneur en carbone. Dans le cas de soudage de tôles identiques, Cmax désigne leur teneur en carbone. Une rupture dans le métal de base lors d'une sollicitation en traction d'un joint soudé intervient lorsque le rapport Z est supérieur à une valeur critique dépendant de Cmax de 1 ,029+ (0,36 Cmax).

Pour le soudage de tôles identiques contenant 0,22%C, une rupture en métal de base est ainsi observée lorsque le rapport Z est supérieur à 1 ,108, c'est- à-dire lorsque la dureté de la zone fondue excède d'environ 11% la dureté du métal de base.

En référence à la figure 7, les courbes 47 et 48 représentent l'évolution de la microdureté dans la zone soudée et dans les zones avoisinantes de la zone soudée représentée sur les micrographies respectives M1 et M2, pour un pourcentage volumique de métal d'apport de 15% et pour des épaisseurs différentes de tôles soudées.

Pour la courbe 47, relative à une vitesse de refroidissement de 30°C par seconde, les mesures de microdureté sont effectuées au niveau du bord latéral de la zone fondue à mi-épaisseur de la tôle la plus fine comme illustré sur la micrographie M1 par la ligne pointillée X1.

Pour la courbe 48, relative à une vitesse de refroidissement de 50°C par seconde les mesures de microdureté sont effectuées au niveau du fond de la zone soudée à mi-épaisseur de la tôle la plus fine comme illustré sur la micrographie M2 par la ligne pointillée X2.

En référence à la figure 8, les conditions limites préférentielles en termes de pourcentage de métal d'apport et de vitesse de soudage pour la composition spécifique de fil d'apport définie plus haut et comprenant une teneur en carbone de 0,7% sont définies par la zone hachurée 50.

Cette zone 50 est délimitée par quatre frontières 51 , 52, 53, 54.

La première frontière 51 définit la limite inférieure de pourcentage du métal d'apport. Le pourcentage de métal d'apport doit ainsi être supérieur à 12% pour éviter que la zone soudée ne présente des caractéristiques de résistance mécanique sont trop faibles.

La deuxième frontière 52 définit la limite supérieure de pourcentage du métal d'apport. Le pourcentage de métal d'apport doit ainsi être inférieur à 26% puisque au delà de cette limite, la zone soudée présente une fragilité incompatible avec les propriétés requises. A cet effet, la teneur en carbone dans la zone fondue doit être inférieure ou égale à 0,45% pour éviter ces inconvénients.

La troisième frontière 53 définit la limite inférieure de la vitesse de soudage. La vitesse de soudage doit ainsi être supérieure à 3 mètres par minutes de façon à obtenir une géométrie satisfaisante du cordon de soudure et à éviter les phénomènes d'oxydation.

Enfin, la quatrième frontière 54 définit la limite supérieure de la vitesse de soudage et présente une forme courbe.

Cette quatrième frontière 54 est définie à partir des points expérimentaux 40,41 ,42 déjà discutés et pour lesquels les points expérimentaux 42 correspondent à des échantillons pour lesquels le mélange entre le métal d'apport et le métal de base est insuffisant et/ou la soudure n'est pas suffisamment pénétrante.

Par ailleurs, la conformation courbée de cette quatrième frontière 54 est estimée au regard des impératifs propres à l'opération de soudage.

En effet, la capacité de la source laser à faire fondre le fil d'apport et à engendrer un mélange relativement homogène influe sur le pourcentage maximum de métal d'apport et sur la vitesse de soudage.

A cet effet, pour une vitesse de soudage de 4 mètres par minutes par exemple, le pourcentage de métal d'apport ne sera pas supérieur à environ 25%. A l'inverse, pour une quantité de métal d'apport faible, la vitesse de soudage sera limitée.

En approximation de cette quatrième frontière 54, on estime l'équation de la droite 55 passant par un premier point 56 situé à la jonction entre la partie supérieure de la quatrième frontière 54 et la deuxième frontière 52, et par un second point 57 situé à la jonction entre la partie inférieure de la quatrième frontière 54 et la première frontière 21.

L'équation de cette droite 55 est Y=-3,86X+39,5 ou Y est le pourcentage de métal d'apport et X est la vitesse de soudage exprimée mètre par minutes.

On pourra ainsi considérer de façon approximative que la quatrième frontière définissant la limite maximum de la vitesse de soudage est définie par la droite 55 pour une vitesse de soudage supérieure à 3,5 mètres par minute.

Ainsi, l'invention permet de réaliser de façon économique des pièces de structures et de sécurité pour le domaine automobile.