Brevet FR2287519A1 — publié le 19760507

La présente invention concerne un acier structural pour soudage avec grand apport de chaleur,cet acier présentant une faible fragilité dans une zone thermiquement affectée, meme lorsqu'il est soumis à un soudage avec grand apport de chaleur, et elle a trait plus particulièrementa un acier structural qui convient bien pour être utilisé dans des procédés de soudage avec gros apport de chaleur et qui peut être fabriqué par des procédés classiques de fabrication de lingots, de brames et de laminage et elle a trait également à un procédé de fabrication dudit acier. Récemment,on a adopté le soudage avec gros apport de chaleur pour souder différents types d'aciers structuraux dans le domaine de la construction navale et autres en vue d'améliorer le rendement de cette opération. Cependant, lorsqu'on utilise le procédé de soudage avec gros apport de chaleur pour des aciers structuraux classiques, les zones thermiquement affectées présentent une fragilité. A cet égard, on réduit la tendance à la fragilité en augmentant la résistance mécanique d'un tel acier. La cause d'une telle fragilité de la zone thermiquement affectée, en particulier à proximité de la ligne de fusion avec fort apport de chaleur, est du au fait qu'unie telle partie est chauffée au moins à 11000C par l'échauffement du soudage et qu'elle est ensuite refroidie lentement, de sorte qu' il en résulte une structure supérieure bainitique comportant de gros grains et qu'il se produit une diminution de la ténacité à proximité de la ligne de fusion;en outre, il se forme des grains cristallins de dimensions extrêmement grandes. RécemmentSon a proposé des solutions telles que celles décrites dans les brevets japonais S 48-6008, s 49-91012 et dans le brevet US 3.773.500, en vue de résoudre le problème de la fragilité des zones thermiquement affectées d'aciers structuraux qui ont été soudées avec un gros apport de chaleur. Conformément à ces procédés, des particules de TiN et de ZrN qui sont stables à température élevée sont dispersées et précipitéeTinement dans des aciers. La présence de ces particules supprime les gros grains d'austésite dans la zone thermiquement affectée dans le sondage avec grand apport de chaleur. En outre, des nitrures servent de noyaux de précipitation pour transformer la structure ferrite-perlite dans la phase de refroidissement ultérieure en structure ferrite-perlite fine ayant une bonne ténacité dans 1$ - zone thermiquement affectée. Les valeurs de résilience de Charpy des lignes de fusion d'aciers structuraux soudés avec un gros apport de chaleur conservent seulement une valeur vEo de.6 kgm lorsque les joints sont soumis à un soudage avec fort apport de chaleur ne -dépassant pas 50.000 Joules/cm et ces joints présentent une bonne qualité. Cependant, de tels essais se sont heurtés à de nombreux inconvénients dans la production d'acier, ces inconvénients résultant de l'utilisation de TiN et ZrN qui sont stables à des états finement dispersés et précipités et à des températures élevées. La dispersion et la précipitation de TiN et ZrN fins qui sont stables à température élevée nécessitent soit d'utiliser une vitesse accrue de refroidissement d'un lingot d'acier ou d'une billette coulée dans la phase de refroidissement-solidification au cours de la fabrication d'un acier en vue d'empêcher une agglomération et une trop grande dimension des particules de nitrures, soit l'utilisation d'un échauffement d'un lingot d'acier ou d'une billette coulée dans lesquels les nitrures ont été précipités sous forme de particules de grande taille ,à des températures élevées (par exemple supérieures à 13000C) de façon à former des solutions solides, cette phase étant suivie par un refroidissement à une vitesse rapide en vue d'empêcher les grosses particules de nitrures de reprécipiter, soit d'utiliser autrement une limitation imposée à des conditions de trempage et de chauffage d'aciers avant la phase de transformation en brame et la phase de laminage en vue de supprimer l'agglomération et la grosseur de particules de nitrures précipitées. Cependant,en vue d'augmenter la vitesse de refroidissement d'un lingot d'acier ou d'une billette coulée dans la phase de refroidissement-solidification d'un procédé industriel ordinaire, on a utilisé seulement un procédé de coulée continue mais qui ne permet pas de produire des tôles d'acier de grandes dimensions,à savoir des tôles de plus de 15 tonnes,utilisables en construction navale, si on utilise les appareils de coulée continue existants, 3e qui limite l'application des tôles d'acier dans le domaine des aciers structuraux soudables par gros apport de chaleur de ce ty pe D'autre part,lorsqu'on utilise un procède de chauffage à haute température , on doit prévoir un four de traitement thermique d'un type spécial qui peut résister à des traitements thermiques à température élevée. En outre,si on utilise le procédé de limitation de trempage et de chauffage , on se heurte à, des difficultés pour former les tôles d'acier. En conséquence > ces procédé ne sont pas appropriés pour la production industrielle d'acier. En conéquence, l'invention a pour but principal de fournir un acier structural bien adapté pour etre utilisé dans des procédés de soudage avec gros apport de chaleur, en évitant les difficultés rencontrées lors de la production des aciers antérieurs connus du type décrit. L'invention a également pour but de fournir un acier structural utilisable dans des procédés de soudage à gros apport de chaleur, cet acier pouvant être fabriqué par un procédé classique de fabrication de lingots, dans lequel la vitesse de refroidissement d'un lingot d'acier ou d'une billette coulée est lente et par un procédé de fabrication de brames et de laminage. Ltinvention a en outre pour but de fournir un acier structural soudable avec gros apport de chaleur et qui, lorsqu'il est soumis à une telle opération de soudage,comporte une zone thermiquement affectée par le soudage (ligne de fusion, ligne de fusion + 2 mm et ligne de fusion + 4 mm), qui présente une ténacité égale ou supérieure à celle d'un acier structural de même type produit par les procédés antérieurs connus. Suivant l'invention, on fabrique un acier structural utilisa blebour un soudage avec gros apport de chaleur par un procédé suivant lequel on soumet de l'acier fondu à un traitement au calcium ou au magnésium de façon à combiner du titane et/ou du zirconium plus du calcium et/ou du magnésium en vue de transformer la structure de la zone thermiquement affectée en particulier à proximité de la ligne de fusion,qui qui a été soudée avec gros apport de chaleur, en une structure de ferrite-perlite fine ou bien une structure de bainite fine, en vue d'améliorer la ténacité de la ligne de fusion, et on ajoute en outre du cérium et/ou du lanthane à l'acier fondu afin d'améliorer la ténacité de la ligne de fusion + 2 mm et de la ligne de fusion + 4 mm. Plus particulièrement,selon l'invention, il est prévu un acier structural convenant bien pour être soudé avec gros apport de chaleur et qui contient,en poids, de 0,03 à 0,23 de carbone, de 0,02 à 0,8% de silicium,de 0,5 à 2,5% de manganèse,de 0,005 à 0,05 ffi de titane et/ou de zirconium,pas plus de 0,004 % de calcium et/ou de magnésium,de 0,005 à 0,1% d'aluminium et de 0,0020à 0,080% d'azote ou de 0,005 à 0,05 de cérium et/ou de lanthane, si nécessaire,le complément étant essentiellement constitué par du fer et des impuretés, et ltéquivalent-carbone est compris entre 0,25 et 0,55%. Suivant un autre aspect de 1'invention,itaeier structural précité contient en outre,en poids, pas plus de 2% de nickel,pas plus de 1% de chrome, pas plus de o,6f de molybdène et pas plus de 0,50 de cuivre et/ou pas plus de 0,1% de niobium, pas plus de 0,1 de vanadium et pas plus de o,oo% de bore. L'acier structural précité selon l'invention possède une grande ténacité dans la zone de soudage qui est thermiquement affectée,en particulier sur la ligne de fusion qui a été soudée avec un gros apport de chaleur. d abord On va decrire les avantages résultant de l'addition de Ti ou Zr et de Ca et/ou Mg + Ce et/ou La qui joue en combinaison un rôle principal pour améliorer la ténacité de la zone thermiquement affectée de soudage avec gros apport de chaleur d'un acier structural selon l'invention. Pour l'amélioration de la ténacité de la zone thermiquement affectée, en particulier à proximité de la ligne de fusion qui a été soudée avec un gros apport de chaleur,il est nécessaire de supprimer l'augmentation de dimension des grains austénitiques et de former une structure de ferrite-perlite fine ou bien une structure de bainite fine. En conséquence, il est nécessaire de supprimer l'augmentation de dimension des grains austénitiques et de former une structure de ferrite-perlite fine ou bien une structure de bainite fine. En conséquence, il est nécessaire de prévoir un nombre donné de Ti-N fin qui empêche la migration de grains ou servent de noyaux pour la transformation en ferrite-perlite ou en bainite. était Jusqu a maintenant,dans le cas où un acier contenant Ti et 28 produit par un procédé connu de fabrication de lingots, il en résultait des grosses particules de TiN et/ou de ZrN, ce qui réduisant l'amélioration de ténacité de l'acier. D'autre part, lorsqu'on diminue les quantités de Ti et de Zr, les structures de TiN et ZrN précipitées sont plus fines. Cependant, du fait de la petite quantité de TiN et ZrN précipités, TiN et ZrN forment des solutions solides dans l'acier du fait du cycle de chauffage intervenant dans le soudage,ce qui ne permet pas d'obtenir une ténacité appropriée pour une zone thermiquement affectée Pour la mise au point de l'invention,on a cherché à obtenir du TiN et du ZrN fins ainsi que des précipités qui ont une fonction similaire à celle de TiN et ZrN.On a trouvé qu'un acier et contenant du Ti et du Zr/qui a été soumis à un traitement au cal cium ou au magnésium dans la phase finale de soufflage dans un four ou bien dans une poche après soufflage ou bien dans un moule de coulée, contient d'autres fines particules de dimensions comprises entre 200. et 500 angströms, qui sont supposées etre les inclusions non-métalliques de Ca ou Mg. Ainsi,les aciers traités au Ca et au Mg contentant du Ti et/ou du Zr forment une structure très fine dans la zone thermiquement affectée,en particulier à proximité de la ligne de fusion soumise à un soudage avec grand apport de chaleur et ce traitement augmente la ténacité de la zone thermiquement affectéeven particulier de la ligne de fusion.Ces fines particules sont dispersées individuellement ou avec TiN ou ZrN, comme le montrent les figures 1 et 2, et sont très stables à température élevée.D'autre part, elles jouent le rôle de noyaux pour la précipitation de TiN ou de ZrN et permettent d'obtenir du TiN et du ZrN plus fin. En outre, elles ont la même fonction que TiN ou ZrN c'est-à-dire qu'elles empêchent la migration de grains et servent de noyaux de transformation. I1 en résulte que la suppression de la grosse taille de grains d'austénite et la formation de la structure fine de ferrite-perlite et de bainite peut etre améliorée, contribuant ainsi à augmenter la ténacité de la zone thermiquement affectée, en particulier à proximité de la ligne de fusion. D'autre part, si on aJoute Ce et/ou La à un bain d'acier en plus du Ti et/ou du Zr et du Mg et/ou du Ca, on peut encore améliorer la ténacité d'une zone thermiquement affectée qui présente une structure fine de perlite-ferrite et une structure de bainite, en particulier pour améliorer la ténacité d'une ligne de fusion + 2 mm et d'une ligne de fusion + 4 mm .Cela s'explique par le fait que Ce et/ou La se combinent avec S qui est contenu en solution solide dans un bain d'acier, ce qui produit CeS et LaS et ce qui se traduit par des particules globulaires fines et extrêmement stables dans l'acier sans formation de particules du type MnS. I1 en résulte une grande réduction de la quantité de S contenu dans un bain d'acier sous la forme d'une solution solide et une suppression de la reprécipitation de S le long des grains qui ont été refondus par l'échauffement produit en cours de soudage avec grand apport de chaleur. Cela permet de contribuer à améliorer la ténacité d'une zone thermiquement affectée. Parmi les types d'acier auxquels s'applique la présente invention,on peut citer une large gamme d'aciers de haute résistance à la traction (HT 50 à HT 80) qui ont des résistances à la traction de l'ordre de 50 kg/mm2 à 80 kg/mm2, ainsi que des aciers au carbone calmés à l'aluminium et utilisables à basse température. Les avantages de l'invention sont particulièrement certains pour des aciers qui doivent être soudés avec un gros apport de chaleur (par exemple pour des aciers HT 50 à HT 80,l'apport de chaleur est supérieur à 50 000 Joules/cm alors que,pour de l'acier calmé à l'aluminium,l t apport de chaleur est supérieur à 30.000 Joules/cm). Cela s'applique également à des aciers qui sont utilisés à l'état laminé ou qui sont soumis à des traitements thermiques tels que des traitements classiques de trempe et de revenu ou similaire. Le principe de la détermination des compositions d'acier selon l'invention va être décrit en détail ci-dessous. La quantité de carbone peut varier entre 0,03 et 0,23 Plus la quantité de carbone est faible, meilleures la ténacité et la résistance aux fissurations par soudage. Cependant,une quantité non supérieure à 0,03% se traduit par un ramollissement de la zone thermiquement affectée qui a été soudée avec un gros apport de chaleur ainsi que par une diminution de la résistance du métal de base. En conséquence,il est nécessaire d'avoir au minimum une teneur en carbone de 0,03%. Une teneur en carbone supérieure à 0,23% affecte la ténacité de la ligne de fusion qui a été soudée avec un gros apport de chaleur,en rendant cette ligne fragile et en altérant la résistance à la fissuration en cours de soudage et en diminuant la ductilité après soudage d'une tôle d'acier. En conséquence,la limite supérieure de la teneur en carbone doit être de 0,23%. La teneur en silicium doit astre comprise entre 0,02 et 0,8 . Il est nécessaire d'avoir au minimum 0,1% de silicium en vue de la désoxydation d'un acier calmé. Puisque la présente invention peut s'appliquer à un acier semi-calmé et à un acier calmé à faible teneur en silicium,la quantité minimale de silicium dans l'acier a été choisie égale à 0,02%. Une teneur en silicium supérieure à 0,8 est trop élevée du fait qu'elle produit un durcisse ment de la structure de l'acier, ce qui altère la ténacité d'une tôle d'acier ainsi que la ténacité de la zone thermiquement affec tée qui a été soudée avec un gros apport de chaleur.En conséquen ee, la limite supérieure de la teneur en silicium a été choisie égale à 0,8 La teneur en manganèse est comprise entre 0,5 et 2,5%. Une teneur en manganèse inférieure à 0,5% produit une augmentation notable de ramollissement d'une zone thermiquement affectée qui a été soudée avec un gros apport de chaleur et il en résulte une diminution de la résistance mécanique du métal de base. En consé quence, la limite inférieure de la teneur en manganèse a été choisie égale à 0,5 . D'autre part,une teneur en manganèse supérieure à 2,0% affecte la ténacité d'une zone thermiquement affectée et du métal de base ,dans le cas d'une tale d'acier oontenant essentiellement un système Si-Ma classique.Cependant, on a cons taté récemment qu'on peut appliquer l'invention à une tôle d'acier d'un système à faible teneur en carbone-forte teneur en manganèse se-vanadium-niobium,auquel on a ajouté jusqu'à 2,5 % de manganèse et qui a été utilisée pour fabriquer les tuyaux en acier. La ténacité d'une zone thermiquement affectée soumise à un soudage avec un gros apport de chaleur est améliorée fortement. En conséquencew la limite supérieure de la teneur en manganèse a été choisie égale à 2,5%. La teneur en titane doit de préférence être comprise entre 0,008 et 0,020% lorsque ce métal est ajouté seul. La quantité de zirconium doit être de préférence comprise entre 0,015 et 0,030% lorsque ce métal est ajouté seul et les teneurs en titane et en zirconium à aaouter en combinaison sont de préférence comprises entre o,o08 et 0,030 % . Dans le cas où on ajoute du titane ou du zirconium seuls ou en combinaison, il faut au minimum une teneur de 0,005% du fait de la diminution résultante de la quantité de ZrN et de TIN, qui se traduit par l'impossibilité d'obtenir une excellente ténacité dans une zone thermiquement affectée. En conséquence la limite inférieure des teneurs en Ti et Zr a été choisie égale à 0,005%.Cependant,des teneurs en Ti et Zr supérieures à 0,05 augmentent la dimension des particules de TiN et de ZrN et la quantité d'inclusions d'oxydes de Ti ou de Zr de sorte que la ténacité d'une zone thermiquement affeetée qui a été soudée avec un gros apport de chaleur est diminuée, de même que la ténacité de métal de base, Il est par conséquent tout à fait approprié d'utiliser pour Ti et Zr les teneurs indiquées ci-dessus en vue d'obtenir une bonne ténacité pour la ligne de fusion. La teneur en azote est comprise entre 0,002 et 0,008. Une teneur en azote inférieure à 0,002% réduit les quantités de TiN et ZrN à précipiter,ce qui ne supprime pas l'augmentation de dimensions des grains d'austénite. En conséquence > on a choisi pour limite inférieure de la teneur en azote une valeur de 0,002% D'autre part, une teneur en azote supérieure à 0,008 augmente la fragilité du métal de base et d'une zone thermiquement affectée qui a été soudée avec un gros apport de chaleur, en particulier la ligne de fusion + 2 mm et la ligne de fusion t 4 mm En conséquence, la limite supérieure a été choisie égale à 0,008. La teneur en Ca et/ou en Mg a été de préférence choisie entre 0,0005 et 0,003 % . L'addition de Ca et/ou Mg est nécessaire pour rendre plus fines les particules de TiN et/ou de ZrN ainsi que les grains d'austénite en vue d'améliorer la ténacité de la ligne de fusion . A cet égard, les conditions d'addition de Ca et/ou Mg jouent un rôle important pour obtenir les avantages exeel- lents précités. Ainsi, selon l'invention,on a étudié les conditions d'addition de Ca et Mg dans un appareil de fabrication d'acier. Comme alliages de calcium et de magnésium et comme composésqui peuvent être utilisés dans la présente invention,on peut citer des alliages de calcium et de magnésium et des oxydants intervenant dans la fabrication d'acier,par exemple Ca-Si, Si-Mg, Ca-Si-Mg, Si-MgFe, Ca-Ni, Mg-Ni, Ca-Ni-Cr, Mg-Ni-Cr, des oxydes de Ca et Mg utilisés comme agents de formation de laitier et des halogénures, des carbures et des nitrures de Ca et Mg.On a constaté que ces alliages et composés contribuaient fortement à améliorer la ténacité de la ligne de fusion,bien que de tels effets soient largement fonction du procédé d'addition des alliages, des composés et de leurs quantités. I1 est souhaitable que les alliages et composés soient ajoutés dans la phase finale d'affinage dans un four où le laitier a été enlevé et où la désoxydation correspondant à Al et Si a été terminée, ou bien dans une poche (comprenant une phase de désoxydation ou dans un moule de coulée. A cet égard, on a constaté qu'on pouvait effectuer l'addition de ces alliages et composés dans les phases initiales et intermédiaires d'affinage précédant l'enlèvement du laitier ou dans la phase de coulée.Il est souhaitable d'ajouter Ti et Zr dans une poche( comprenant une phase de désoxydation) après l'addition de Ca. et Mg. Les quantités desdits alliages et composés sont fonction de leur masse spécifique et de leur forme . On doit ajouter Ca et Mg en quantités de 0,5 à 20 kg/tonne d'acier fondu. A la suite d'un tel traitement,Ca et Mg restent dans l'acier fondu en quantités inférieures à 0,004%. I1 n'est pas nécessaire de prévoir une teneur en Ca et Mg supérieure à 0,004 et en outre une telle addition serait difficile Pour cette raison, la teneur en Ca et Mg à incorporer à l'acier fondu est de 0,004%. La teneur en Ce et/ou La est comprise entre 0,005 et 0,05 Le Ce et /ou le La sont nécessaires pour améliorer la ténacité de la ligne de fusion + 2 mm et de la ligne de fusion + 4 mm Une teneur en Ce et/ou en La, seuls ou en combinaison, inférieure à 0,005 ne permet pas d'obtenir la ténacité désirée dans la zone thermiquement affectée qui a été soudée avec un gros apport de chaleur,même si l'acier est fabriqué grâce à des procédés classiques de fabrication de lingots, de brames et de laminage. En conséquence, on choisit comme limite inférieure de la teneur en Ce et/ou La une valeur de 0,005 %.Une teneur en Ce et/ou La supérieure à 0,05 produit une accumulation d'inclusions non métalliques de grandes dimensions telles que CeS et LaS, à la base d'un lingot d'acier, ce qui produit des défauts qui sont détectés par une inspection aux ultra-2 . En conséquence, on choisit comme limite supérieure de la teneur en Ce et/ou La une valeur de 0,1 . Les teneurs en Ce et La doivent de préférence être comprises entre 0,008 et 0,03 . La teneur en aluminium peut varier entre 0,005 et 0,1% L'aluminium est nécessaire comme élément désoxydant et comme élément d'affinage de dimensions des grains. Cependant,une teneur en aluminium inférieure à 0,005 ne permet pas d'atteindre le but désiré. En conséquence,on règle la limite inférieure à une valeur de 0,005% . Une teneur en aluminium supérieure à 0,1% produit une saturation. En conséquence,on choisit comme limite supérieure de la teneur en aluminium une valeur de 0,1%. On doit choisir un équivalent de carbone entre 0,25 et Q,55 (C eq= C + 1/24 Si + 1/6 Mn + 1/40 Ni + 1/5 Cr + 1/4 Mo + 1/14 V).La gamme ci-dessus est nécessaire pour obtenir l'aptitude au soudage désirée. En d'autres termes, si Cq est supérieur à 0,55%, la dureté d'une zone affectée par la chaleur de soudage est augmentée et la résistance à la fissuration et à la ductilité au soudage du joint soudé est fortement réduite. En conséquence, on choisit pour la limite supérieure de l'équivalent de carbone une valeur de 0,55%. D'autre part,dans des cas où Cq est inférieur à 0,25%, la résistance du métal de base est diminuée et il se produit un plus fort ramollissement de la zone thermiquement affectée soumise à un soudage avec grand apport de chaleur.En conséquence, la limite inférieure de l'équivalent de carbone est choisie égale à 0,25%. I1 peut intervenir certaines impuretés telles que P, S et similaires. A cet égard, les quantités desdites impuretés doivent être réduites au minimum en vue d'obtenir la ténacité nécessaire de la zone thermiquement affectée soumis à un soudage avec grand apport de chaleur. On doit limiter la teneur en soufre de préférence à une valeur de 0,020%. En outre,suivant un autre aspect de l'invention,pas plus de 2,00% de Ni, pas plus de 1,00% de Cr, pas plus de 0,6 de Mo et pas plus de 0,5% de Cu est aJouté à l'acier fondu de compositin fondamentale selon l'invention. Cela permet d'obtenir la ténacité désirée pourla ligne de fusion dix acier selon l'invention. La teneur en cuivre et en nickel peut atteindre respectivement 2% et 0 > 5 Le Cu et le Ni sont nécessaires pour améliorer la ténacité de la ligne de fusion et la résistance du métal de base. Il en résulte qu'on utilise le cuivre et le nickel dans une large gamme de teneurs, en fonction des impératifs concernant la ténacité et la résistance à basse température. Cependant,une augmentation des teneurs en cuivre et en nickel se traduit par une augmentation des frais de production et on ne peut pas satisfaire à la condition de l'invention, à savoir que la ténacité de la ligne de fusion soudée avec un gros apport de chaleur est améliorée par addition d'une petite quantité d'éléments. En conséquence,on choisit respectivement comme limites supérieures des teneurs en nickel et en cuivre des valeurs de 2% et 0,5%. La teneur en chrome a une limite supérieure de 1,00%. Le chrome est nécessaire pour augmenter les résistances du métal de base et d'un joint soudé sans altérer la ténacité de la ligne de fusion. En conséquence, on choisit pour cette limite supérieure de la teneur en chrome une valeur de 1,00%. La teneur en molybdène peut atteindre la valeur de 0,6% Le molybdènevest nécessaire pour améliorer la ténacité de la ligne de fusion et la résistance du métal de base. Le molybdène est essentiel pour obtenir un acier de haute résistance à la traction > de l'ordre de 70 à 80 kg/mm2. Cependant,l'addition de molybdène en quantité excessive augmente désavantageusement la dureté d'une zone thermiquement affectée et diminue la résistance à la fissuration ou au soudage. En conséquence, on r rgle la limite supérieure de la teneur en molybdène à une valeur de OJ6X. Par exemple, dans le cas des aciers HT 50 à HT 60, on doit de préférence ajouter du cuivre en quantité inférieure ou égale à 0,30% , du nickel en quantité inférieure ou égale à 0,30%, du chrome en quantité inférieure ou égale à 0,30% et du molybdène en quantité inférieure ou étale à 0,20%. Dans le cas de HT 80,on doit de préférence ajouter du cuivre en quantité inférieure ou égale à 0,50%, du nickel en quantité comprise entre 0,50 et 1,50%, du chrome en quantité comprise entre 0,40 et 0,80% et du molybdène en quantité comprise entre 0,30 et 0,50%. En plus des éléments précités, on ajoute au moins pas plus de 0,1 de Nb, pas plus de 0,1 de V et pas plus de 0,005 % de B. Des nitrures tels que des nitrures de Nb, V et B intervenant dans lesdites quantités stabilisent la ténacité de la ligne de fusion soudée avec un gros apport de chaleurJempechent le le ramollis- sement d'un joint soudé, augmentent la résistance du métal de base et améliorent la résistance à la fissuration ou au soudage, du fait de la faible teneur de l'équivalent de carbone. Cependant, les quantités de Nb, V et B supérieures aux limites précitées altèrent la ténacité de la ligne de fusion. En conséquence,on a choisi comme limites supérieures des teneurs en Nb, V et B des valeurs respectives de 0,1%, 0,1% et 0,005%.Les exemples qui vont être donnés dans la suite permettent d'illustrer les caractéristiques de la présente invention avec des exemples comparatifs. EXEMPLE I Les tableaux 1 et 2 donnent les résultats dressais de résilience effectués sur des lignes de fusion d'aciers de haute résistance à la traction (HT 50),à savoir d'une résistance de 50 kg/mm2,pour mettre en évidence l'influence de Ti, Zr, Ca et Mg sur la ténacité des lignes de fusion qui ont été soudées avec un gros apport de chaleur . Les aciers précités ont été réalisés conformément aux procédés classiques de fabrication de lingots,de brames et de laminage,ils contiennent un système Si-Mn, et ont une épaisseur de 30 mm.On a soudé les aciers par un procédé de soudage automatique unilatéral (apport de chaleur de 150.000 Joules/cm) et par un procédé de soudage électrique (apport de chaleur 300 000 Joules/cm). Comme le montrent les tableaux 1 et 2,les aciers 1 à lu tels on a ajouté des combinaisons de Ti et Zr -et de Ca et Mg présentent une valeur vEo supérieure à 8 kg-m pour un apport de chaleur de 150 000 Joules/cm et une valeur vEO supérieu- re à 7 kg-m pour un apport de chaleur de 300.000 Joules/cm,et ils présentent en outre des valeurs améliorées de résistance aux chocs pour les lignes de fusion par comparaison au résultat con cernant des aciers comparatifs ,sauf pour l'acier connu 14. Cepen- dant, il est à noter qu'on a obtenu de plus faibles valeurs de résilience pour les lignes de fusion des aciers 13 et 15 qui ont été soudées avec un gros apport de chaleur et auxquels on a ajouté Ti ou Ca seul conformément à un procédé classique de fabrication de lingots tandis que les aciers auxquels on a ajouté Ti, Zr et Ca, Mg en combinaison ont présenté sans exception de bonnes valeurs de résilience. D'autre part,ltacier connu 14 est un acier fabriqué par coulée continue et contenant du Ti. Les aciers selon l'invention possèdent une ténacité supérieure ou égale à celle de l'acier connu 14. EXEMPLE II Les tableaux 3 et 4 qui donnent également les compositions chimiques et les résultats d'essais de résilience pour les lignes de fusion d'aciers de grande résistance à la traction (HT50), à savoir d'une résistance de 50 -kg/mm2,permettent d'expliquer les effets de Ce et La sur la ténacité des lignes de fusion qui ont éM soudées avec un gros apport de chaleur. Les aciers précités ont été réalisés conformément à des procédés classiques de fabrication de lingots, de brames et de laminage,ils comprennent un système Si-Mn, et ont une épaisseur de 30 mm. Les aciers ont été soudés par un procédé de soudage automatique unilatéral (apport de cha leur de 150 000 Joules/cm) et un procédé de soudage électrique (apport de chaleur de 300 000 Joules/cm). Comme le montrent les tableaux 3 et 4,les aciers 1 à 8 auxquels on a ajouté Ce et/ou La en plus de Ti et/ou Zr et qui ont eté traités avec le Ca et le Mg ont présenté une valeur de vEo supérieure à 11 kgm pour un apport de chaleur de 150 000 Joules/cmaune valeur vEo de 10 kgm pour un apport de chaleur de 300 000 Joules/cm, et ils ont présenté des valeurs améliorées de résilience pour les lignes de fusion par comparaison à des aciers comparatifs,excepté pour Itacier connu 16. Cependant, il est à noter que les valeurs de résilience de la ligne de fusion + 2 mm et de la ligne de fusion + 4 mm des aciers 1 à 8 auxquels on a ajouté Ce et La en combinaison,sont supérieures à celles des aciers 12 et 13 auxquels on a ajouté Ti,Zr et Ca, Mg et que l'addition de Ce et La améliore la ténacité de la ligne de fusion + 2 mm et de la ligne de fusion + 4 mm. En outre, on a obtenu de plus faibles valeurs de résilience pour les lignes de fusion qui ont été soudées avec un gros apport de chaleur dans les aciers 15, 17 , 18,auxquels on a ajouté Ti, Ce ou Ca seuls. Au contraire,des des aciers auxquels on a ajouté Ti, Zr-Ce, La-Ca, Mg selon la présente invention présentent d'excel pontes valeurs de résilience. D'autre part, les aciers selon l'in- vention présentent des propriétés supérieures ou égales à celles de l'acier 16 de type connu auquel on a ajouté du Ti. EXEMPLE III L'exemple III est destiné à mettre en évidence les effets des additifs sur les aciers de haute résistance à la traction d'une valeur de o0 kg/mm2 ou bien des aciers d'une résistance de 80 kg/mm2 auxquels on a ajouté de grandes quantités --de Ni, Cu, Cr et Mo. Les tableaux 5 et 6 donnent, en même temps que les compositions chimiques, les résultats d'essais de résilience sur des lignes de fusion de tôles d'acier d'une épaisseur de 20 à 40 mm,qui ont été fabriquées par des procédés classiques de fabrication de lingots, de brames et de laminage. Dans ce cas, les tôles d'acier ont été soumises à des traitements de trempe et de revenu puis elles ont été soudées avec un apport de chaleur de 50 000 à 130 000 Joules/cm. A titre d'exemple,on a indiqué des aciers de haute résistance à la traction 1 à 10,d'une résistance de 60 kg/mm2 auxquels on a ajouté une petite quantité de Cu, Ni, Mo et V dtune résistance de 80 kg/mm2 auxquels on a ajouté Cu, Ni, Cr, Mo, V, Nb, B. Par comparaison aux valeurs de résilience des lignes de fusion des aciers connus 11 à 14 donnés à titre de comparaison, on peut obtenir d'excellentes valeurs de résilience d'une ligne de fusion,d'une ligne de fusion + 2 mm et d'une ligne de fusion + 4 mm dans les aciers selon I'invention,même lorsqu'ils sont soudés avec un gros apport de chaleur. Les informations et exemples donnés ci-dessus sont indiqués seulement à titre d'illustration et ne sont pas destinés à limiter la portée de l'invention qui est définie dans les revendications ci-dessous. TABLEAU I Compositions Chimiques des aciers HT 50 (%) Acier Epaisseur en mm C Si Mn Al N Ti Zr Ca* Mg* autres Ceq. Remarques 1 30 0,15 0,27 1,30 0,035 0,0062 0,015 - 0,0011 - - 0,38 Présente inven (0,5) tion 2 30 0,11 0,38 1,57 0,031 0,0059 0,009 - 0,0009 - - 0,39 " (2,0) 3 30 0,14 0,31 1,41 0,026 0,0060 - 0,017 0,0013 - - 0,39 " (1,5) 4 30 0,10 0,36 1,59 0,022 0,0052 0,013 - 0,0005 - - 0,38 " (1,0) 5 30 0,13 0,32 1,42 0,043 0,0058 0,016 - 0,0038 - - 0,38 " (3,5) 6 30 0,13 0,37 1,38 0,050 0,0066 0,012 0,015 0,0012 - - 0,38 " (2,5) 7 30 0,11 0,29 1,56 0,044 0,0063 0,014 - 0,0009 0,0008 - 0,38 " (1,5) (0,5) 8 30 0,15 0,25 1,35 0,039 0,0058 0,013 0,011 0,0012 0,0011 - 0,39 " (1,5) (0,5) 9 30 0,12 0,34 1,46 0,031 0,0055 0,009 - 0,0014 - V 0,039 0,38 " (1,5) 10 32 0,05 0,30 1,55 0,037 0,0064 0,016 - 0,0009 - V 0,042 0,32 " (1,5) Nb 0,019 11 25 0,04 0,22 2,21 0,029 0,0060 0,015 0,016 0,0014 - V 0,035 0,42 " (1,5) Nb 0,024 12 30 0,14 0,33 1,47 0,047 0,0043 - - - - - 0,40 Acier de type connu (lingot ordinaire) 13 30 0,14 0,27 1,38 0,049 0,0054 0,016 - - - - 0,38 " 14 30 0,12 0,35 1,48 0,035 0,0063 0,012 - - - - 0,38 coulée continue 15 30 0,13 0,34 1,45 0,047 0,0060 - - 0,0009 - - 0,39 Acier compara (1,5) tif (lingot or dinaire) * désigne la quantité additionnée en kg/tonne à l'acier fondu TABLEAU 2 Propriétés du métal de base d'aciers HT 50 et résultats d'essais de résilience sur des joints soudés Résistance à la vEo (kg-m) de la ligne de fusion Remarques traction du métal Acier de base (kg/mm) Apport de chaleur Apport de chaleur 300000J/cm 150000J/cm 1 51,4 11,7 10,1 présente invention 2 50,8 9,4 9,7 présente invention 3 50,9 7,5 8,4 présente invention 4 50,0 10,1 9,3 présente invention 5 50,6 10,8 11,5 présente invention 6 51,1 7,8 10,4 présente invention 7 49,8 7,2 8,0 présente invention 8 52,0 7,6 8,1 présente invention 9 51,3 8,1 8,8 présente invention 10 50,2 10,5 9,2 présente invention 11 57,0 12,7 11,5 présente invention 12 52,4 2,2 3,8 Acier de type connu (lingot ordinaire) 13 50,9 4,6 4,8 Acier de type connu (lingot ordinaire) 14 50,4 9,6 9,0 coulée continue 15 50,7 2,4 3,4 Acier comparatif (lingot ordinaire) Tableau 3 Compositions chimiques des aciers HT 50 Acier Epaisseur (mm) C Si Mn Al N Ti Zr Ce La Ca* Mg* autres Ceq. remarques 1 30 0,12 0,38 1,54 0,037 0,0062 0,017 - 0,013 - 0,0012 - - 0,39 Présente inven (0,5) tion 2 30 0,15 0,26 1,37 0,051 0,0059 0,033 - 0,011 - 0,0009 - - 0,39 " (1,5) 3 30 0,13 0,31 1,48 0,024 0,0064 - 0,019 - 0,008 0,0010 0,0008 - 0,39 " (1,5) (0,2) 4 30 0,10 0,39 1,59 0,036 0,0053 0,013 - 0,014 - 0,0016 - - 0,38 " (1,5) 5 30 0,13 0,28 1,46 0,032 0,0057 0,014 - 0,006 - 0,0008 - - 0,39 " (1,5) 6 30 0,14 0,33 1,39 0,028 0,0053 0,010 0,016 0,012 - 0,0012 - - 0,39 " (1,5) 7 30 0,11 0,40 1,50 0,025 0,0059 0,015 - 0,011 0,016 0,0015 - - 0,38 " (1,5) 8 30 0,15 0,24 1,33 0,038 0,0063 0,013 0,009 0,015 0,008 0,0009 - - 0,38 " (1,5) 9 30 0,12 0,36 1,35 0,046 0,0060 0,014 - 0,009 - 0,0016 - V 0,034 0,36 " 10 32 0,06 0,31 1,46 0,033 0,0056 0,016 - 0,013 - 0,0009 - V 0,041 0,32 " (1,5) Nb 0,025 11 25 0,04 0,25 2,32 0,026 0,0059 0,010 0,015 0,016 - 0,0011 - V 0,033 0,45 " (1,5) Nb 0,021 12 30 0,15 0,27 1,30 0,035 0,0062 0,015 - - - 0,0011 - - 0,38 " (1,5) 13 30 0,13 0,37 1,38 0,050 0,0066 0,012 0,015 - - 0,0002 - - 0,38 " (1,5) 14 30 0,14 0,33 1,47 0,047 0,0048 - - - - - - - 0,40 Acier de type connu (lingot or dinaire) 15 30 0,13 0,34 1,45 0,047 0,0060 - - 0,0009 - - - - 0,38 " 16 30 0,12 0,35 1,48 0,035 0,0063 0,012 - - - - - - 0,38 coulée continue Tableau 3 (suite) Compositions chimiques des aciers HT 50 Acier Epaisseur (mm) C Si Mn Al N Ti Zr Ce La Ca* Mg* autres Ceq. remarques 17 30 0,14 0,38 1,41 0,048 0,0053 - - 0,015 - - - - 0,39 Acier compara tif (lingot ordinaire 18 30 0,15 0,26 1,37 0,051 0,0059 - - - - 0,0009 - - 0,39 Acier compara tif (lingot ordinaire) TABLEAU 4 Propriétés mécaniques des aciers HT 50 (systèmes Ti-Ca-Ce) Résistance à Soudage automatique unila- Soudage électrique 300.000 KJ/cm Acier la traction téral 150000 J/cm Remarques du métal de Ligne de Ligne de Ligne de Ligne de Ligne de Ligne de base (kg/mm) fusion fusion + 2mm fusion + fusion vEo fusion + 2mm fusion + vEo (kg-m) vEo (kg-m) 4mm vEo (kgm) vEo (kg-m) 4mm (kg/m) vEo (kg-m) 1 50,6 13,7 18,7 28,5 11,3 16,0 27,2 présente in2 51,1 10,9 - - 10,4 - - " 3 50,9 13,8 15,9 22,1 13,1 14,5 24,6 " 4 49,6 13,2 17,9 30,6 11,9 - - " 5 50,7 11,5 15,5 28,5 11,2 - - " 6 51,2 15,2 16,0 25,9 10,6 13,1 23,7 " 7 50,5 13,5 - - 12,8 - - " 8 51,6 12,1 13,6 24,6 9,9 16,7 25,1 " 9 51,8 13,9 20,7 27,4 12,7 18,5 28,9 " 10 50,4 11,6 - - 11,1 - - " 11 57,0 12,5 - - 11,9 - - " 12 51,4 10,1 12,5 18,6 11,7 13,0 20,5 " 13 51,1 10,4 13,1 19,2 7,8 14,4 20,4 " 14 52,4 3,8 4,2 6,9 2,2 4,1 7,7 Acier connu (lin got ordinaire) 15 50,9 4,9 7,3 12,3 4,6 6,3 10,1 " 16 50,4 9,0 11,1 15,6 9,6 12,2 15,9 coulée continue 17 51,3 4,2 5,0 7,1 2,9 3,1 8,0 Acier compara tif (lingot 18 50,7 3,4 4,3 6,6 2,4 - - ordinaire) TABLEAU 5 Epaisseur Composition chimique (%) (mm) C Si Mn Al N Ti Zr Ca Mg Ce 1 25 0,12 0,29 1,25 0,037 0,0068 0,014 - 0,0010 0,0010 2 40 0,13 0,35 1,30 0,029 0,0050 0,012 - 0,0015 - 3 25 0,11 0,32 1,35 0,037 0,0049 0,015 - 0,013 - 0,0007 4 40 0,12 0,35 1,45 0,033 0,0035 0,009 0,007 0,0020 - 0,010 5 32 0,08 0,35 1,40 0,038 0,0040 0,009 - 0,0010 6 25 0,10 0,36 1,37 0,031 0,0063 0,007 0,009 0,0015 - 0,014 7 40 0,12 0,25 0,85 0,050 0,0041 0,010 - 0,0015 - 8 25 0,13 0,26 0,91 0,035 0,0056 0,016 0,010 0,0010 - 0,010 9 20 0,07 0,25 1,23 0,041 0,0055 0,012 - - 0,0010 10 20 0,13 0,30 1,30 0,033 0,0060 0,014 - 0,0020 - 11 25 0,11 0,37 1,18 0,032 0,0049 - - - - 12 40 0,13 0,36 1,44 0,037 0,041 0,013 - - - 13 25 0,09 0,38 1,37 0,044 0,067 - - - - 14 40 0,11 0,27 0,86 0,049 0,053 - - - - - TABLEAU 5 (suite) Remarques Epaisseur La Cu Ni Cr Mo V Nb B Ceq. (mm) 1 25 - - 0,19 - - 0,033 - - 0,36 2 40 - - 0,45 0,20 0,12 0,040 - - 0,45 3 25 - - 0,23 - 0,05 0,034 - - 0,37 4 40 0,007 0,25 0,48 - 0,12 0,040 - 0,0020 0,41 5 32 - - - 0,30 0,10 0,030 - - 0,43 présente invention 6 25 - 0,33 1,49 0,42 0,31 0,048 - 0,0019 0,55 7 40 - 0,25 1,00 0,50 0,40 0,040 0,030 0,0010 0,50 8 25 0,71 0,42 0,041 - - 0,54 9 20 - 0,25 1,55 0,50 0,45 0,039 - - 0,54 10 20 - 0,40 0,51 0,55 - 0,044 - - 0,51 11 25 - - 0,20 - 0,07 0,033 - - 0,35 12 40 - - 0,50 - 0,15 0,035 - - 0,44 Acier de type connu 13 25 - 0,29 1,49 0,45 0,27 0,043 - 0,0021 0,53 14 40 - 0,23 1,05 0,48 0,42 0,037 - - 0,49 TABLEAU 6 Propriétés du métal de base d'aciers utilisés en pratique et résuultate d'essais de résilience sur des joints soudés Résistance à la Apport de Energie absorbés (kgm) tracion du chaleur ligne de ligne de ligne de fusion Remarques métal de base (kJ/cm) fusion fusion + 2mm + 4 mm (kg/mm2) 1 (HT60) 65,7 80 10,8 15,6 22,6 130 8,5 13,9 24,4 2 (HT60) 66,2 80 12,5 15,5 23,1 130 11,6 14,0 22,5 3 (HT60) 63,5 80 13,1 - 130 12,9 - 4 (HT60) 64,7 80 12,7 17,5 27,4 130 10,4 18,1 28,0 présente 5 (HT60) 65,5 80 14,2 - - invention 130 12,9 - 6 (HT80) 82,1 50 9,0 12,1 24,3 80 9,7 10,6 21,5 7 (HT80) 84,6 50 8,5 - 80 7,7 - 8 (HT80) 83,3 50 8,3 12,5 22,7 80 7,9 11,5 19,5 9 (HT80) 82,7 50 11,7 - 80 8,8 - 10 (HT80) 88,5 50 9,1 - 80 7,5 - - TABLEAU 6 (suite) Propriétés du métal de base d'aciers utilisés en pratique et résuultate d'essais de résilience sur des joints soudés Résistance à la Apport de Energie absorbés (kgm) tracion du chaleur ligne de ligne de ligne de fusion Remarques métal de base (kJ/cm) fusion fusion + 2mm + 4 mm (kg/mm2) 11 (HT60) 64,8 80 6,1 7,2 10,5 130 4,3 4,8 6,2 12 (HT60) 62,6 80 5,9 - 130 4,1 - - Acier de type connu 13 (HT60) 83,5 50 6,4 6,0 12,0 80 5,0 4,8 7,0 14 (HT80) 84,2 50 5,9 - 80 4,1 - - REVENDICATIONS 1. Acier structural pouvant astre soudé avec gros apport de chaleur, caractérisé en ce qu'il contient (en poids) de 0,03 à 0,23 % de carbone, de 0,02 à 0,8 % de silicium, de 0,5 à 2,5 % de manganèse, de 0,005 à 0,05 % de titane et/ou de zirconium, pas plus de 0,004 % de calcium et/ou de magnésium, de 0,005 à 0,1 % d'aluminium et de 0,002 à 0,008 % d'azote, le complément étant et 0.5 fer et des impuretés et l'équivalent carbone étant compris entre e 2. Acier structural selon la revendication 1, caractérisé en ce qu'il contient en outre entre 0,005 et 0,05 % de cérium et/ ou de lanthane. 3. Acier structural selon la revendication 2, caractérisé en ce que la teneur en cérium et/ou lanthane est comprise de préférence entre 0,008 et 0,03 %. 4. Acier structural selon l'une quelconque des revendications 1 à 3, caractérisé en ce qu'il contient en outre pas plus de 2 % de nickel, pas plus de 1 ss de chrome, pas plus de 0,6 % de molybdène, et pas plus de 0,5 % de cuivre. 5. Acier structural selon l'une quelconque des revendications 1 à 4, caractérisé en ce qu'il contient en outre pas plus de 0,1 % de niobium, pas plus de 0,2 % de vanadium et pas plus de 0,005 % de bore. 6. Acier structural selon la revendication 5, caractérisé en ce qu'il contient pas plus de 0,1 % de vanadium. 7 Acier structural selon l'une quelconque des revendications 1 à 6, caractérisé encre que la teneur en titane est comprise entre 0,008 et 0,02 %, la teneur en zirconium est comprise entre 0,015 et 0,03 % et celle de titane et de zirconium est comprise de préférence entre 0,008 et 0,03 %. 8. Acier structural selon l'une quelconque des revendications 1 à 7, caractérisé en ce que la teneur en calcium et/ou en magnésium est comprise de préférence entre 0,0005 et 0,003 %. 9. Procédé de fabrication d'un acier structural selon l'une quelconque des revendications 1 à 8, caractérisé en ce qu'on ajoute un alliage de calcium et/ou de magnésium ou des composés de ces substances en quantité de 0,5 à 20 kg/tonne d'acier fondu,ces valeurs étant exprimées en fonction des quantités de calcium et/ou de magnésium, de façon à ne pas avoir plus de 0,004 % de calcium et/ou de magnésium dans ledit acier. 10. Procédé selon la revendication 9,caractérisé en ce qu'on ajoute l'allage de calcium et/ou de magnésium ou des composés de ces substances dans un four dans la phase finale d'affinage ou dans une poche ou dans un moule de coule. 11. Procédé selon la revendication 9 ou 10, caractérisé en ce qu'il comprend les étapes classiques de fabrication de lingots, de brames et de laminage.