Brevet FR2500482A1 — publié le 19820827

Acier pour soudage avec énergie mise en jeu élevée. La présente invention concerne un acier pour soudage avec énergie mise en jeu élevée qui garde une ténacité excellen- te dans les parties soudées avec une énergie mise en jeu supérieure à 50kJ/cm ou supérieure à lOOkj/cm et qui assure une vE-20 (absorption d'énergie à l'essai Charpy à une température de -20'C) supérieure ou égale à 98 joules dans la partie la plus fragile affectée par la chaleur de soudage. La présente invention concerne de plus un acier calmé à l'aluminium pour basses températures présentant une ténacité suffisante avec une absorption d'énergie supérieure à 49 joules à la température de -50'C dans la partie sou- dée avec une énergie mise en jeu supérieure à 50kJ/cm en une passe unique dans la gamme des températures LPG (gaz propane liquéfié). En général, la ténacité de la partie soudée est soumise à une détérioration lorsque l'énergie mise en jeu lors du soudage augmente. En conséquence, il est connu que la ténacité présente des valeurs faibles aux limites de la zone fondue d'un joint soudé (zone de liaison) et dans les parties thermiquement affectées lorsqu'on utilise un pro- cédé de soudage électrique sous laitier, un procédé de sou- dage électrique sous atmosphère gazeuse ou un procédé de soudage à l'arc immergé avec plusieurs électrodes. Cependant, suite à des études sur la rupture fragile l'expé- rience a confirmé que la fragilité provoquait une rupture en matrice résultant de l'action d'une contrainte résiduelle de soudage existant dans la partie soudée. En conséquence, pour la construction mécanique, l'existence d'une zone fra- gile le long de la ligne limite de la soudure n'a aucune importance. Woodley et autres ont émis quelques arguments contre cette mise en garde concernant la fragilité résul- tant d'une énergie mise en jeu au soudage élevée en mon- trant que la rupture fragile s'étendait sélectivement dans la zone de fragilité de la zone de liaison de la soudure, par un essai de traction selon la largeur du joint soudé sur une éprouvette munie daune encoche au droit du joint soudé selon l'essai de résistance élevée à la traction de norme 50kg pour la construction navale (Brit. Weld. J., 13(6) 1966, pages 387-397). L'acier calmé à l'aluminium pour basses températures est utilisé comme acier pour les citernes d'emmagasinage et de transport du gaz propane liquéfié et correspond aux valeurs KL24, KL33 des normes NK, ou à SLA24, 33, 37 des normes du Standard industriel Japonais (JIS). De même, dans ces aciers calmés à l'aluminium pour basses températures la fragilité de la partie soudée pose un problème. Pour la construction de citernes pour le gaz propane liqué- fié, l'acier et ses parties soudées doivent avoir une téna- cité à la cassure excellente pour les températures comprises entre -510C et -56'C, inférieures de 5 à 100C aux tempéra- tures envisagées (le point d'ébullition du propane liquide est de -460C). Le code du gaz IMCO par exemple qui détermine les spécifications concernant la construction navale de navires pour le transport de propane liquide, fixe des va- leurs moyennes de la résilience de 27,4 joules et une valeur minimale de 18,6 joules (ces valeurs sont obtenues sur des éprouvettes en vraie grandeur prélevées selon une direction perpendiculaire de la direction de laminage). Dans ce code, les mêmes normes sont aussi appliquées à l'élément de doubla- ge de la coque du bateau. Dans les constructions navales japonaises, le soudage automa- tique sur un côté est largement utilisé en vue d'accroître l'efficacité du soudage. Cependant, l'énergie mise en jeu au soudage est très élevée de sorte que la ténacité de la partie soudée est inévitablement détériorée lorsque l'énergie mise en jeu augmente. Récemment, de nombreuses études ont été effectuées pour améliorer la ténacité de la partie soudée avec une énergie mise en jeu élevée à partir de la connais-- sance du problème de ce type de fragilité. L'amélioration de la ténacité de la partie soudée avec une énergie mise en jeu élevée a été entreprise sur la base des points suivants. (1) Contrôle du grossissement des grains cristallins dans la zone soudée thermiquement affectée. Du fait que la partie thermiquement affectée adjacente à la limite de la zone fondue est chauffée juste en dessous du point de fusion, les grains cristallins deviennent plus grossiers mais le déplacement du grain austénitique est contrôlé par une action de fixation des substances précipi- tées et commande le grossissement des grains, les substances précipitées servent de sites générateurs de noyaux pour la transformation de Y -a ce qui facilite la formation de ferrite hors des grains et affine la structure ferritique. Cet enseignement est donné par exemple dans le brevet ja- ponais publié N0 80.911/75 et dans l'article scientique "Tetsu to Hagane (Fer et acier)", 1975 N0 11, pages 65-79 (ce dernier sera appelé ci-après Référence 1). Le but recherché par cet enseignement est de diffuser fine- ment un nitrure tel que de Ti, Zr, Hf, B et autres,dans l'acier et un oxysulfure tel que d'un métal des terres rares, de Ca et autres dans la ratrice avec comme but de fournir des sites de fixation des grains austénitiques et des sites générateurs de noyaux ferritiques. (2) Augmentation de la ténacité de la matrice par réduction des impuretés de l'acier. Il y a un enseignement qui est de diminuer autant que pos- sible l'azote qui est un constituant gazeux de l'acier et l'oxygène ou le phosphore et le soufre qui sont contenus d'un manière inévitable dans l'acier et, en plus, de limiter la valeur de la teneur en carbone pour accroître la ténacité de la matrice elle-même. Cet enseignement est donné par exemple dans le brevet japonais publié N 54.611/77. Aussi les aciers qui ont été développés afin de répondre aux deux caractéristiques ci-dessus sont fortement limités en ce qui concerne les procédés de fabrication de l'acier. L'acier à utiliser dans le soudage avec énergie mise en jeu élevée, qui utilise des substances précipitées, est large- ment modifié en ce qui concerne la ténacité de la partie soudée par les dimensions des éléments précités et la den- sité de diffusion et ainsi ne peut pas assurer l'effet requis. L'Article scientifique mentionné ci-dessus rapporte que pour un acier contenant du titane ("Tetsu to Hagane" 1975, NO 11, pages 65-79) les substances précipitées doivent être limitées à celles ayant un diamètre compris entre 0,05p et 0,10p avec des espacements moyens des grains compris entre 2V et 5p. En conséquence, afin d'avoir de telles conditions de diffu- sion des traitements thermiques et des techniques spéciaux sont nécessaires comme mentionné ci-dessous, ce qui augmente le coût de production et de plus on doute que les effets espérés apparaissent constamment à l'échelle industrielles (a) La vitesse de refroidissement du lingot d'acier est élevée pour éviter le développement de grains précipités grossiers (Brevet japonais No 60.416/75). (b) Après que des parties des substances précipitées aient été dissoutes dans la matrice aux températures élevées, il faut procéder à un réchauffage à des températures faibles pour reprécipiter des grains fins (Brevet japonais No 33.920/75). (c) Les teneurs en titane et en azote sont contrôlées dans des gammes limitées autour de 0,015% et 0,0050%. (Rapport technique Vol. 29, N0 4, pages 53-57 par Kobe Steel Works, appelé ci-après "Référence 2"). L'addition d'agents de formation d'oxy-sulfures tels que des métaux des terres rares ou Ca et autres demande à être effectuée de manière spéciale et de plus entraîne une dété- rioration de la propreté de l'acier par ces éléments en pro- voquant des criques sur la surface de l'acier ou en formant de grosses inclusions, de sorte que la qualité de l'acier est réduite de manière considérable. D'autre part, le procédé pour réduire les impuretés dans l'acier ne nécessite pas de telles techniques spéciales mais la réduction des impuretés telles que le phosphore et le soufre nécessite, en particulier pour le phosphore, le traitement de l'acier fondu à des températures élevées et le traitement par double laitier et entraîne une augmentation de l'énergie de chauffage par unité et un accroissement im- portant du procédé d'élaboration, De plus l'utilisation du carbone est limitée, alors que le carbone est l'élément le plus économique pour accroître la résistance des matériaux en acier, Le brevet japonais publié Nq 54.611 donne comme limite supérieure pour le carbone 0,12%, ce par quoi les va- leurs caractéristiques de la résistance de la tôle d'acier sont limitées à 27^107 Pa pour la limite élastique et 6 2500482 à 45,107 Pa pour la résistance à la traction. L'acier calmé à l'aluminium mis au point pour atteindre les buts mentionnés ci-dessus, présente non seulement une limita- tion en ce qui concerne le procédé d'élaboration de l'acier mais ne répond pas aux normes IMCO comme cela ressort du Tableau 1 ci-joint en dépit de la meilleure caractéristique décrite dans les références et ne présente pas une caracté- ristique suffisante pour les navires de transport du propane liquéfié. La-référence 1 se réfère à l'affinage de la struc- ture par les substances précipitées et essaye de dévelop- per TiN qui présente des températures de dissolution élevées, en vue de l'action de fixation et pour contrôler le grossis- sement du grain, parce qu'AlN est dissous à la température de soudage qui excède 1200'C et n'existe pas sous forme pré- cipitée. En admettant que la quantité mise en solution du TiN est représentée par l'expression donnée dans la Référence 2, plus de 90% du TiN sont dissous pendant le cycle thermique du soudage à la température maximale atteinte de 1350*C et le reste est inférieur à seulçement0 1Q%. A2-_- ' 4Bt3'A42 Ti insol. 6,84 dans laquelle: A = Ti/3,42 + N B = TiN 1,25 x 15 N: la quantité d'azote. En conséquence, afin d'assurer la quantité de TiN qui contri- bue à obtenir la structure fine, il est nécessaire d'ajouter totalement Ti et N, en prenant en considération la quantité de TiN qui sera dissoute au cours du cycle thermique du soudage. Le brevet japonais publié N0 80.911/75 enseigne que la meil- leure caractéristique de résilience peut être-obtenue dans le cas de N. insol. > 0,005% (si N insol. est entièrement sous la forme TiN, TiÄ> 0, 017%), La Référence 2 enseigne que la structure ferritique la plus fine peut être obtenue lorsque la teneur en Ti est de 0,015% et lorsque la teneur en N est de 0,0050%. De plus, la Référence 2 enseigne que les grains de TiN diminuent avec une réduction de la teneur en N et si la teneur en Ti est inférieure à 0,010% le nombre de grains de TiN après soumission au cycle thermique du soudage est extrêmement diminué en fonction de la diminution de la teneur en Ti; Ainsi l'addition de plus de 0,010% de Ti et de plus de 0,004% d'azote total est nécessaire, comme cela est connu, pour obtenir une structure fine et ce fait est appuyé par de nombreux modes de réalisation dans les brevets sur l'usa- ge de TiN, D'autre part le Ti en solution et le N en solution qui résultent de la dissolution de beaucoup de TiN, fragilisent la matrice ferritique et contrebalancent l'accroissement de la ténacité obtenue par l'obtention d'une structure fine (un certain nombres de références indiquent la mauvaise influence de Ti en solution et de N en solution en ce qui concerne la ténacité). Ainsi, il est difficile d'assurer la ténacité des parties soudées qui doit être atteinte par la présente invention comme représenté dans le Tableau 1. La Référence 1 enseigne qu'il est efficace d'avoir une structure fine seulement dans le cas o le diamètre de l'élément précipité dans la matrice est compris entre 0,05p et 0,10p, et o les espaces moyens entre les grains sont compris entre 2V et 5p. Pour former de telles diffusions, des traitements thermiques spéciaux sont nécessaires qui accroissent la vitesse de refroidissement du lingot d'acier (Brevet japonais publié N0 60.416/75) ou qui dissolvent une 250048-2 partie de TiN dans la matrice à des températures élevées avec réchauffage à des températures faibles afin de repré- cipiter TiN (voir brevet japonais publié N0 33-.920/75). Ainsi de larges restrictions sont imposées à l'élaboration de l'acier. Dans l'information (2) ci-dessus on notera que la diminution de N est efficace, cependant la limite inférieure possible pour la teneur en N par la technique actuelle d'élaboration de l'acier est au plus de 0,0015% et après avoir effectué un traitement de dégazage elle est sporadiquement comprise entre 0,0020% et 0,0040%. Par exemple, les teneurs en azote indiquées dans les modes de réalisation des brevets japonais publiés N' 54.611/77 et N0 62.114/77 sont comprises entre 0,0014% et 0,0037%. Les parties des aciers présentant de telles gammes pour la teneur en azote n'ont pas une capa- cité suffisante et sont affectées par un soudage avec une energie mise en jeu élevée. Les inventeurs ont effectué des essais de résilience sur des éprouvettes encochées sous les conditions de soudage représentées dans le Tableau 2 ci-joint et le Tableau 3 présente la teneur en aluminium et en azote dans les parties de. joint les plus fragiles. Sous ces circonstances, la présente invention a été proposée et a pour but de fournir des aciers pour soudage avec éner- gie mise en jeu élevée qui conservent une excellente ténacité dans les parties soudées lorsque le soudage est effectué avec apport thermique de plus de 5OkJ/cm et assurent dans les parties les plus fragiles affectées par la chaleur de soudage vE-20, 98J. La partie thermiquement affectée-de l'acier est constituée par la précipitation initiale de ferrite et a une structure moyenne. Cet acier présente la résistance aux basses températures requise pour les citernes de gaz propane liquéfié, convient pour le soudage à l'arc immergé avec une distance entre-électrodes importante et est excellent en ce qui concerne la valeur COD pour les éléments soudés. De plus l'acier de la présente invention conserve une résistance de La matrice supérieure à 32.105 Pa en ce qui concerne la limite élastique et supérieure à 50.105 Pa en ce qui concerne la résistance à la traction en satisfaisant la condition spécifiée dans la présente invention. La présente invention sera maintenant décrite en détail avec référence aux dessins ci-annexés dans lesquels La figure 1 est un graphique représentant la relation entre l'absorption d'énergie à l'essai Charpy et la teneur en aluminium, titane et azote dans les parties de liaison les plus fragiles des éprouvettes; la figure 2 est une photographie de la structure métallographique de la partie affec- tée thermiquement d'une soudure dans un acier con- forme à l'invention; la figure 3 est une photogra- phie au microscope électronique représentant les conditions de diffusion de TiN dans l'acier de la présente invention; la figure 4 est un graphique représentant la relation entre la résilience à -'209C et les teneurs en aluminium soluble, Ti, azote total dans l'acier conforme à l'invention; la figure 5 est un graphique représentant la rela- tion entre la résilience à -20'C et la teneur en carbone dans l'acier de l'invention; la figure 6 est un graphique représentant les relations entre la résilience à l'essai Charpy à --510C et les teneurs en aluminium, titane, azote dans un autre mode de réalisation de l'invention et la figure 7 est un graphique représentant la relation entre la résilience à l'essai Charpy à -510C et une formule caractéristique de l'invention. Lorsque de l'azote se trouve à l'état de solution dans l'acier, certaines parties de celui-ci fixent la dislocation et contrôlent le déplacement de sorte que l'azote-accélère les causes de détérioration. En conséquence, il est préféra- ble de contrôler autant que possible la teneur en azote de l'acier en ce qui concerne également la ténacité de la par- tie soudée. Cependant, en fonction de la technique d'élabo- ration de l'acier la plus nouvelle, la limite inférieure accessible pour la teneur en azote est au plus de 0,0015% et après que l'acier ait été soumis à un traitement de dégazage, elle se trouve de manière sporadique entre 0,0020% et 0,0040%, comme mentionné ci-dessus. Si un agent puissant de formation d'un nitrure est ajouté, l'azote existera sous forme de nitrure dans la matrice mais si ils sont soumis à un cycle thermique de soudage, les nitrures se trouveront séparés et dissous dans la matrice. En conséquence, afin de se trouver dans une condition o l'azote est fixé à l'achèvement du soudage, il est nécessaire de former une précipitation ou une condition d'agglomération incohérente avec la matrice pendant le stade de refroidis sement au cours du cycle thermique du soudage. Selon la cinétique de la précipitation, la vitesse de pré- cipitation est déterminée par la vitesse da diffusion de l'élément donnant un nitrure. En conséquence afin de former rapidement des nitrures au cours du stade de refroidissement, il est nécessaire d'ajouter surtout les éléments présentant les coefficients de diffusion les plus importants dans la gamme des basses températures. Dans ces circonstances, les inventeurs ont fait attention à l'aluminium et au titane qui, même s'ils sont en solution à l'intérieur de gammes de teneurs convenables, ne provoquent pas de détérioration de la ténacité et les inventeurs ont préparé des aciers fondus de différents types en modifiant les teneurs de l'aluminium, du titane ou de l'azote pour les essayer. Dans les- essais, le carbone qui est l'élément le meilleur marché et le plus efficace comme élément de ren- forcement, présentait une teneur comprise entre 0,12% et 0,15% et le phosphore et le soufre comme impuretés étaient main- tenus à des niveaux élevés compris entre 0,018 à 0,025%:et 0,005 à 0,012%. Le soudage a été effectué sous forme d'un soudage sur un seul côté avec électrodes en tandem et les conditions de soudage sont indiquées dans le Tableau 4. La figure 1 repré- sente la relation entre la résilience et la teneur en alu- minium, en titane et en azote dans la zone de liaison pré- sentant une épaisseur de lmm qui est la plus cassante dans les aciers, zone sur laquelle les essais de résilience ont été effectués avec diverses positions de l'entaille, La teneur en aluminium et la teneur en azote des aciers de la figure 1 sont données dans le Tableau 3. Comme on peut le voir d'après la figure 1, la plupart des aciers ont présenté une zone de liaison de ténacité dété- riorée lorsque l'on a effectué un soudage avec apport d'éner- gie et ils présentent des valeurs de la résilience faibles inférieures à 100J à une température de -200C. En particulier, lorsque la teneur en titane est élevée et lorsque la teneur en azote est élevée et quoique la structure soit principale- ment constituée de ferrite fine, la résilience n'est pas encore satisfaite. D'autre part, une teneur en aluminium élevée et une teneur en azote faible donnent une caracté- ristique de résilience satisfaisante pour une gamme de Ti inférieure à 0, 012% et on voit que l'addition combinée d'aluminium et de titane en présence d'une teneur en azote faible est remarquablement efficace. La structure de la zone thermiquement affectée de la soudure était, comme représenté dans la figure 2, composée d'une précipitation initiale de ferrite grossière et d'une struc- ture moyenne et les effets de l'affinage du grain cristallin n'ont pas été constatés. La figure 3 montre la diffusion du TiN observée au microscope électronique diffusion dans la- quelle la plus grande partie du TiN était en gros répartie entre des grains fins de diamètre inférieur à 0,01p et des grains grossiers de diamètre supérieur à 1 et les grains de diamètre compris entre environ 0, 05 et 0,10p qui auraient constribué à affiner les grains n'ont pas été observés. En conséquence, la ténacité élevée constatée avec une teneur en aluminium élevée, une teneur en azote faible et une teneur en titane légère (Z 0,012%) dépend apparemment de l'améliora- tion de la ténacité de la matrice elle-même. De plus la caractéristique de résilience a été recherchée sur différents types d'acier qui ont été produits en supplément afin de faire apparaître clairement les gammes des teneurs en aluminium, titane et azote qui assurent une résilience supérieure à 100J dans la zone de liaison à des températures de -200C. Comme résultat, afin d'obtenir la ténacité mentionnée ci- dessus, on en est arrivé aux conditions suivantes: A1. sol.: 0,04 à 0,10% Ti: 0,001 à 0,012% Azote total: 0,0040% et il a été prouvé que l'aluminium soluble, le titane et l'azote total se trouvaient présenter une relation spécifi- que comme représenté dans la figure 4, à savoir 2,5 "0,18 x -'(Al 'soluble %) +(Ti%) 7, () -2,5 (N total %), ... (1) C'est uniquement dans ce cas que l'on a obtenu vE-20? 10 J Si la limite supérieure était limitée à " 6,0", "yE-51 - 1OJ" se trouvait satisfaite. Les gammes des teneurs en aluminium soluble, titane et azote total reconnues efficaces par l'expérience sont tout- àfait différentes des gammes conventionnelles enseignées par les publications ou littératures scientifiques concer- nant le soudage avec énergie mise en jeu élevée. La présente invention est la première à indiquer ces gammes. Des recherches ont été faites sur l'influence du carbone, du silicium, du manganèse, du phosphore et du soufre en contrô- lant les teneurs en aluminium soluble, titane et azote total. La figure 5 représente la relation entre la caractéristique de résilience-et la teneur en carbone. Les gammes des com- posants ont été spécifiées pour les raisons mentionnées ci- dessous. C: 0,03-0,16%... Autour de 0,07 à 0,09% il existe une gamme correspondant à une ténacité très élevée et les gammes à l'extérieur de ces limites donnent une ténacité plus faible mais pour obtenir "vE-20 Ä 100J", la teneur en carbone doit être comprise entre 0,03 et 0,16%. Si: 0,01-0,7%... Cet élément est nécessaire comme désoxy- dant. L'addition de plus que ce qui est nécessaire entraîne une détérioration de la ténacité et une teneur comprise entre 0,01 et 0,7% est préférable, Mn: 0,7-1,7%... L'addition de plus de 0,7% est nécessaire pour donner de la ductilité et de la résistance à la matrice4, mais, si on excède 1,7%, la ténacité diminue. P:: 0,025% et S: 4 0,015%... Ces éléments sont des impur' retés qui diminuent la ténacité. Plus leur teneur est imporv- tante, plus faible devient la ténacité. Si le phosphore se trouve à moins de 0,015% on peut presque obtenir la même résilience, indépendamment de la teneur mais 0,020% provo- que; un léger déclin et 0,030% donne une détérioration importante. Ainsi la teneur en phosphore sera inférieure à 0,025%. En ce qui concerne le soufre, la ténacité diminue lorsque la teneur devient très élevée et la teneur en soufre sera inférieure à 0,015%, de préférence inférieure à 0,010%. - Dans la présente invention, si les éléments mentionnés ci- dessous sont ajoutés de manière sélective, la résistance de l'acier sera affectée sans porter atteinte à l'amélioration de la ténacité dans la partie soudée. Cu: 0,50%... Cet élément augmente la résistance mécanique et la résistance à la corrosion, mais une quantité supérieure rend plus mauvaise la ténacité de la partie thermiquement affectée. La limite supérieure est fixée à 0,5%. Ni: 4 1,5%... Cet élément améliore la ténacité. Du point de vue économique, la limite supérieure est fixée de ma- nière à être inférieure à 1,5%. Cr: L 1,0%... Cet élément augmente la résistance mécanique de l'acier et la résistance à la corrosion, mais parce qu'une quantité en excès diminue la ténacité, la limite supérieure est fixée à 1,0%. Mo: 4 0,5% et V: 0,06%... Ces éléments augmentent la résistance mécanique de l'acier, mais parce que des quantités importantes détériorent la ténacité, les limites supérieures sont fixées à 0,5% de Mo et 0,06% de V. Ai sol.: 0,04-0,10% et Ti: 0,001-0,012 et azote total: '0,0040%... Les teneurs en titane et en azote sont limitées pour améliorer et stabiliser la ténacité de la partie affec- tée par le cycle thermique de la première soudure et les teneurs en aluminium et en azote sont limitées pour améliorer et stabiliser la ténacité de la partie affectée par le cycle thermique du soudage secondaire au-dessus du point de transformation Ac1 et de plus la teneur en azote est limitée pour améliorer la ténacité de la partie affectée par le cycle thermique du soudage secondaire au-dessous du point de transformation Ac1. L'acier fabriqué avec les composés mentionnés ci-dessus n'est pas modifié dans ces effets lorsqu'on le soumet à des 2500482 traitements tels qu'un laminage, une trempe, un recuit ou autres traitements thermiques. Afin d'obtenir un acier pour un soudage avec energie mise en jeu élevée qui peut garantir "vE-20_> 100J" dans la partie la plus fragile affectée par la chaleur de soudage et main- tenir une limite élastique supérieure à 32.107 Pa et une résistance à la traction supérieure à 50.107 Pa pour la résistance mécanique de la matrice, la présente invention. spécifie une teneur équivalente en carbone, représentée par l'expression ci-après, supérieure à 0,33. En d'autres termes, une quantité inférieure à 0,33 ne peut pas donner la limite élastique et la résistance à la traction recherchées par la présente invention. Ceq. = C + 1/24Si + 1/6Mn + 1/5Cr + 1/4Mo + 1/14V + 1/40N. Le Tableau 5 concerne les aciers A à J de la présente inven- tion et des aciers de comparaison K à P pour montrer l'in- fluence de la composition chimique, du traitement thermique, de l'épaisseur de la tôle, de l'énergie mise en jeu au sou- dage, du procédé de soudage, sur la caractéristique de rési- lience de la zone de liaison soudée, la limite élastique et la résistance à la traction de la tôle. Comme on peut le voir à partir de ce Tableau, du fait que les aciers K à P sont en dehors des limites de la teneur en azote de la présente invention, la ténacité requise n'est pas obtenue tandis que les aciers A à J présentent chacun la résistance mécanique souhaitée et satisfont à l'équation "vE-20 > 100J" pour la caractéristique de résilience de la zone de liaison qui est la plus fragile. Ainsi, l'utilité de la présente invention se trouve confirmée. On se référera ensuite à un autre aspect de la présente invention. Pour la construction de citernes pour gaz propane liquéfié, l'acier et sa partie soudée doivent présenter une ténacité à la rupture excellente aux températures comprises entre -510C et -560C qui sont inférieures de 5 à 10C aux températures envisagées (le point d'ébullition du gaz propane liquéfié est -460C). Comme on le voit d'après la figure 6, la plupart des aciers présentent une ténacité amoindrie dans la zone de liaison lorsqu'on les soumet à un soudage avec énergie mise en jeu élevée et atteignent la gamme de la valeur de la résilience la plus faible autorisée pour une température de -51C. A cet égard, les teneurs en Ti, Al.sol. et N des aciers 1 à 8 sont celles indiquées dans le Tableau 6. La structure de la zone thermiquement affectée de la soudure est, dans ce cas, composée de la précipitation initiale de ferrite grossière et d'une structure moyenne, et les effets des grains cris- tallins fins ne peuvent pas être reconnus. La plupart des grains sont répartis entre une matrice très fine inférieure à 0,01 et une matrice grossière supérieure à lp, et les substances autour de 0,05 à 0,10p qui sont efficaces pour l'affinage du grain n'ont pu être observées. En conséquence, il est apparent que la ténacité élevée notée dans la gamme des compositions dépend de l'amélioration de la ténacité de la matrice. Le Tableau 7 indique la composition chimique, le traitement thermique, l'épaisseur de tôle, l'énergie mise en oeuvre au soudage et la caractéristique de résilience des parties sou- dées en ce qui concerne les aciers A à H de la présente inven- tion et les aciers de comparaison K à Q. Comme on peut le voir à partir de ce Tableau 7, les aciers de la présente inven- tion présentent une caractéristique d'impact des zones de liaison excellente du fait que "vE-51 5 50J". D'autre part, l'acier de comparaison K contient beaucoup d'azote, l'acier L contient moins d'Al. sol. et l'acier M a une teneur élevée en Ti de sorte que la ténacité de la zone de liaison est inférieure. Les aciers de comparaison N à O ne correspon- dent pas à la formule (1) de l'invention en ce qui concerne l'équilibre de l'Al.sol. et du Ti de sorte que la ténacité des zones de liaison est faible. De plus, les aciers P et Q ont les gammes de composition recommandées dans les brevets japonais publiés Ne 54.611/77 et 80.911/75 mais ne présentent pas les effets requis à une température telle que -510C. Comme mentionné, les aciers de l'invention sont renforcés dans la matrice par l'équilibre entre Ti, Al.sol. et l'azote * total et leurs caractéristiques ne dépendent pas des substan- ces précipitées fines telles que le TiN. En conséquence la production est facile et une ténacité élevée avec "vE-51> 50J" peut être obtenue de manière stable dans une gamme importante au niveau de la zone de liaison et de la partie thermique- ment affectée. Une référence supplémentaire sera donnée au fait que l'acier de la présente invention convient pour le soudage à l'arc immergé avec une distance d'électrode importante, soudage qui a été développé comme un des procédés de soudage pour les citernes pour gaz propane liquéfié (par exemple un navire pour gaz propane liquéfié). En contrôlant les teneurs de l'élément d'alliage, la ténacité aux basses températures est remarquablement améliorée et stabilisée dans la matrice, la zone de soudure, en particulier la zone de liaison, les parties limites de la liaison et les zones affectées thermiquement. Pour obtenir une augmentation de l'efficacité du soudage, le soudage automatique sur un côté par un soudage à l'arc immergé est largement utilisés Cependant, par suite de cette pratique, la quantité d'énergie mise en jeu est accrue de sorte que la ténacité de la partie soudée est inévitablement détériorée et plusieurs propositions ont été faites pour développer un matériau en acier qui convienne à un soudage- avec énergie mise en jeu importante. D'autre part, le procédé de soudage pour améliorer la téna- cité du joint soudé sans abaisser l'efficacité du soudage a été développé en améliorant les matériaux en acier. Un de ceux-ci consiste à développer le soudage à l'arc immergé avec une distance d'électrode importante qui peut être appliqué seulement en remodelant la machine de soudage à l'arc immergé existante. Un point principal du perfectionnement consiste à accroître la distance entre les électrodes de la machine de soudage à l'arc immergé à plusieurs électrodes conventionnelle afin de diminuer et de diffuser l'énergie mise en oeuvre au sou- dage et afin de donner un cycle thermique de soudage conve- nable à partir du soudage avec une électrode arrière, ce par quoi on augmente la ténacité de la partie soudée. Le soudage à l'arc immergé avec une distance d'électrode importante a été récemment développé et il existe très peu d'aciers qui conviennent. La présente invention a amélioré la ténacité aux basses tem- pératures de la zone de liaison et de la partie limite du joint soudé du soudage par arc immergé avec une distance d'électrode importante, A savoir, l'acier selon la présente invention présente une excellente caractéristique de résilience dans la partie à cycle de chauffage unique et dans la partie à plusieurs cycles de chauffage affectée au droit de la zone de liaison et de la zone limite dans le soudage à l'arc immergé en tandem la distance entre électrodes étant de 300 à l0OOmm et l'énergie mise en oeuvre au sondage étant inférieure à 70kJ/cm pour chacune des électrodes. Les zones du joint soudé affectées thermiquement par ce sou- dage à l'arc immergé sont réparties en trois parties à savoir (i) la zone qui a été soudée par l'électrode postérieure et qui n'est pas affectée par un cycle de chauffage supplémen- taire, (ii) la zone qui a été chauffée par l'électrode anté- rieure et qui est de plus chauffée au-dessus du point de transformation Ac, par l'électrode postérieure et (iii) la zone qui a été chauffée par l'électrode antérieure et qui est de plus chauffée en dessous du point de transformation Ac1 par l'électrode postérieure. Afin de conférer une ténacité excellente à chacune de ces zones, deux points doivent être satisfaits concurremment savoir donner une ténacité excel- lente à l'état soudé tel quel et donner une ténacité excell- lente dans les cas d'un chauffage au-dessus et en dessous du point de transformation Acl. Aussi, pour cette raison, les teneurs en Ti, AI et N sont déterminées dans lesdites gammes, En particulier, N est nécessairement supérieur à 0,004% pour assurer la ténacité de la zone de liaison lorsque le nitrure de titane est dissous (garantie de la zone de liaison dans la gamme qui reçoit le cycle de chauffage primaire de la sou- dure en l'état et dans la gamme qui reçoit le cycle de chauf- fage secondaire en dessous du point de transformation Ac1) et pour assurer la ténacité de la zone chauffée à des tempéra- tures entre 200'C et 4009C oỈ la ténacité est très détériorée par un chauffage en dessous du point de transformation Ac,, Dans ladite partie (ii) la ténacité de la zone de liaison qui est réchauffée au-dessus de 1200 C est accrue en abais- sant la teneur en azote. Même si l'augmentation de la ténar, cité dans la zone de liaison était faible, il serait impor- tant de limiter la teneur en azote (l'amélioration de la ténacité du joint soudé est bien connue et certains brevets ont été accordés mais aucune littérature ne discute de la ténacité à des températures entre - 500C et -600C pour le gaz propane liquéfié). On notera que le procédé de production des tôles d'acier de la présente invention n'est pas limité à des tôles spéciales et si les gammes mentionnées ci-dessus pour la composition chi- mique sont satisfaites, l'effet sera totalement obtenu dans tous les matériaux à l'état laminé, tous les matériaux à l'état normalisé et les matériaux trempés et recuits. De plus l'acier de la présente invention est excellent en ce qui concerne la valeur critique COD pour les éléments soudés (déplacement des orifices des criques). Pour apprécier la sécurité des structures soudées l'essai de résilience Charpy s'est avéré satisfaisant expérimentalement. Cependant des études ont été effectuées pour apprécier de manière raisonnée et quantitativement la sécurité d'une structure présentant des défauts, et les travaux se poursui- vent pour mettre en relief les critères de destruction. Une de ces études est la conception du critère COD qui a été élargi à l'échelle industrielle. La conception du critère COD (déplacement des orifices des criques) a été développée en Grande-Bretagne et adoptée comme norme BS. Lorsque la rupture fragile est prise en considé- ration pour construire des structures soudées, la valeur COD critique pour les éléments soudés est un des paramètres pro- voquant la rupture fragile et une valeur COD critique néces- saire est souvent déterminée pour les normes de construction des dispositifs de stockage. Pour obtenir la ténacité dans la partie soudée, il est nécessaire de limiter l'énergie mise en oeuvre au soudage et il a été signalé que le phénomène de la fragilité n'est pas éliminé en réduisant l'énergie mise en oeuvre au soudage et il n'est pas efficace de contrôler le grossissement des grains d'austênite par diffusion fine de nitrure de titane ou la forme de la ferrite polygonale fine. Une amélioration de la ténacité par le nitrure de titane est constatée uniquement dans le soudage avec une énergie mise en oeuvre élevée supérieure à 50kJ/cm. Pour obtenir une amélioration de ce type, des recherches doivent être faites à partir d'un point nouveau comme dans la présente invention. Les inventeurs ont résolu les problèmes posés par les essais COD par de nombreuses études afin de proposer un acier calmé à l'aluminium pour basses températures présentant des valeurs COD critiques qui sont très élevées dans les parties soumi- ses à la soudure. Puisque la zone thermiquement affectée adjacente à la limite de la zone de fusion, est chauffée juste en dessous du point de fusion, la plupart des substances précipitées diffusant finement dans l'acier sont dissoutes et les nitrures sont presque séparés et mis en solution dans la matrice. En consé- quence, même s'il y a précipitation de nitrures comme le nitrure de titane et autres qui sont stables à des tempéra- tures élevées, la plupart de l'azote existe sous forme de solution dans la matrice quoique certaines parties soient fixées et, si la précipitation est importante, le titane séparé donne une matrice dure et influence défavorablement la ténacité. En conséquence, afin de fixer l'azote, il est, comme men- tionné ci-dessus, nécessaire de former des substances pré- cipitées incohérentes avec la matrice ou l'agglomérat. TABLEAU 1 No C Si Mn P S Ti Al.Sol. N.total "X" "Y" vE-51 (J) P 8 23 1,28 12 4 Tr. 65 20 CV Nor. Moy. 25 Min. 4 Q 7 21 1,25 10 3 15 22 54 CC As-R. Moy. 23 Min. 9 NOTE: "X": mise en brame, "Y": Traitement thermique, Tr. Trace, Nor.: Normalisation, As-R.: tel que laminé, Eprouvettes: 9. 22 2 2500482 TABLEAU 2 Procédé de soudage: soudage à l'arc immergé en tandem Courant électrique: électrode antérieure:870A; électrode postérieure:850A Tension de l'arc: électrode antérieure: 38V; électrode postérieure: 39V Vitesse de soudage: 38am/min Distance entre électrodes: llOmn Energie mise en oeuvre: 104kJ/cm. TABLEAU 3 A: Teneur en A1 élevée - teneur en N faible, A1: 0,040-0,070%, N: 0,0020-0,0038%. B: Teneur en A1 élevée - teneur en N élevée, A1: 0,043-0,0067%, N: 0,0045-0,0068%. C: Teneur en A1 faible - teneur en N faible, A1: 0,016-0,029%, N: 0,0018-0,0037%. D: Teneur en A1 faible - teneur en N élevée, A1: 0,015-0,038%, N: 0,0047-0,0069, TABLEAU 4 Epaisseur de tale: 25am Procédé de soudage: soudage en tandem Courant électrique: électrode antérieure:.-970A; électrode postérieure:1080A Tension d'arc: électrode antérieure: 38V; électrode postérieure: 44V. Vitesse de soudage:. 38ayin Distance entre électrodes; 9Qmn Energie mise en oeuvre: 133kJ/cm, TABLEAU 6 Ti A.sol.(%) N(%) 0,18 x (Al.sol.%) +(Ti%) Ti(%) A!.so1.(%) N(%) (N total %) 1 0,001 0,040 0,0040 2,05 2 0,0.01 0,043 0,0035 2,50 3 0,004 0,056 0,0035 4,02 4 0,006 0,040 0,0035 3,77 0,004 0,048 0,0027 4,68 6 0,009 0,041 0,0029 5,65 7 0,008 0,045 0,0023 7,00 8 0,009 0,060 0,0023 8,61 Composition chimique C Si Mn P S Cu Ni Cr M1o Ti Al.sol. N tot. (1) Ceq (2) (3) (4) (5) (6) (7) (8) A 0,11 0,35 1,53 0,022 0,005 - - - - 0,002 0,043 0,0027 3,6 0,38 (9) 25 (12) 133 203 34 54 B 0,13 0,32 1,54 0,023 0,008 - - - - 0,004 0,042 0,0034 3,4 0,40 " 25 " 133 223 36 53 C 0,12 0,37 1,53 0,019 0,009 - - - - 0,007 0,057 0,0032 5,4 0,39 " 25 " 133 202 33 54 D 0,15 0,29 1,43 0,021 0,003 - - - - 0,009 0,098 0,0039 6,8 0,40 " 25 " 133 125 34 56 E 0,12 0,37 1,44 0,022 0,002 - - - 0,10 0,007 0,072 0,0029 6,9 0,40 " 25 (13) 420 135 37 57 F 0,10 0,35 1,20 0,021 0,003 - - 0,10 - 0,004 0,045 0,0027 4,5 0,335(10) 25 (12) 133 170 40 52 G 0,07 0,37 1,57 0,023 0,008 0,15 0,20 - - 0,003 0,062 0,0021 6,7 0,352 " 30 " 165 231 36 52 H 0,12 0,40 1,52 0,019 0,003 - - - 0,005 0,078 0,0035 5,4 0,39 (9) 30 " 165 225 33 54 I 0,12 0,41 1,58 0,022 0,004 - - - 0,005 0,052 0,0031 4,6 0,40 " 30 " 165 205 34 53 J U,12 0,30 1,02 0,021 0,003 0,15 0,15 0,11 0,05 0,007 0,099 0,0037 6,7 u, 342(11) 25 " 133 173 49 59 > K 0,12 0,35 1,59 0,021 0,005 - - - - 0,004 0,065 0,0052 3,0 0,40 (9) 25 (12) 133 86 32 54 0n a L 0,13 0,37 1,59 0,022 0,004 - - - - 0,007 0,027 0,0029 4,1 0,41 "25 "133 75 36 55 M 0,12 0,40 1,52 0,021 0,007 - - - - 0,015 0,045 0,0021 11,0 0,39 " 25 " 133 31 34 53 N 0,12 0,41 1,58 0,022 0,003 - - - - 0,001 0,040 0,0039 2,1 0,40 " 25 " 133 87 33 54 O 0,13 0,37 1,53 0,022 0,004 - - - - 0,009 0,060 0,0021 9,4 0,40 " 25 " 133 92 34 52 P 0,13 0,35 1,41 0,022 0,006 - - - - 0,015 0,022 0,0052 3,6 0,38 " 25 " 133 65 36 56 NOTA: (1): (5): (8): (0,18A1 + Ti)/N, Energie mise en Résistance à la (2): Traitement thermique, oeuvre au soudage (kJ/cm), traction (107 Pa), (9): No: (3):Epaisseur (6): vE-20 (J), rmalisation, de la t8le(mm),(4):Procédé de soudage (7): Limite élastique(10 Pa), (10): Laminage contrôlé, o ro (11): Trempe, Revenu, (12): Soudage à l'arc immergé en tandem, (13): Soudage sous laitier avec électrode consommable. TABLEAU 5 TABLEAU 7 Composition chimique _vE-5.Zone de vE-51(J) liaison C Si Mn P S Cu Ni Cr Mo Ti Al.sol. N tot. (1) Ceq (2) (3) (5) (15) ia(i6)o o A 0,07 0,25 1,33 0,015 0,003 - ' 0,001 0,043 0,0035 2,50 0,302 (9) 21 104 66 50 B 0,08 0,20 1,36 0,020 0,002 - - - - 0',004 0,056 0,0035 4,20 0,315 " 21 104 100 82 C C 0,08 0,32 1,29 0,021 0,005 - - - - 0,006 0,040 0,0035 3,77 0,308 " 21 104 111 100 - D 0,07 0,28 1,37 0,021 0,003 - - - - 0,004 0,048 0,0027 4,68 0,310 " 21 104 116 94 F 0,05 0,24 1,09 0,022 0,003 - - - - 0,005 0,040 0,0039 3,13 0,242 " 24 130 89 73 o G 0,10 0,25 0,80 0,010 0,010 - - - - 0,002 0,054 0,0020 5,86 0,243 " 24 130 80 67 H U,08 0,36 0,89 0,012 0,005 0,30 0,50 0,10 0,10 0,004 0,048 0,0026 4,86 0,301 (11) 16 87 78 52 o K 0,07 0,25 1,34 0,015 0,003 - - - - 0,003 0,052 0,0048 2,58 0,303 " 21 104 21 3 CD L 0,08 0,25 1,36 0,018 0,003 - - - - 0,006 0,033 0,0027 4,42 0,317 " 21 104 23 7 M 0,07 0,23 1,38 0,017 0,002 - - 0,012 0,042 0,0040 4,89 0,310 " 21 104 32 12 CD 8 N 0,07 0,26 1,28 0,016 0,002 - - - - 0,001 0,040 0,0038 2,16 0,294 " 21 104 38 9 o 0 O 0,08 0,24 1,17 0,015 0,003 - - - - 0,009 0,060 0,0027 7,33 0,285 " 21 104 39 11 P 0,08 0,23 1,28 0,012 0,004 - - - - Tr. 0,065 0,0020 5,85 0,303 " 21 104 25 4 0 Q 0,07 0,21 1,25 0,010 0,003 - - - - 0,015 0,022 0,0054 3,51 0,287 (14) 21 104 23 9 NOTA: (1): (O,18A1 + Ti)/N, (2): Traitement thermique, (3): Epaisseur de la t8le (mm) (5): Energie mise en oeuvre au soudage (kJ/cm), (14): Coulé en continu à l'état laminé, Tr.: Traces. (9): Normalisation, (15): Valeurs moyennes, (11): Trempe, revenu, (16): Valeurs minimales, t' VI' W o o L'- r%) Revendications 1. Un acier pour le soudage avec énergie mise en oeuvre élevée, caractérisé en ce qu'il comporte 0,03 à 0,16% de C, 0,01 à 0,7% de Si, 0, 7 à 1,7% de Mn, pas plus de 0,0025% de P, pas plus de 0,015% de S, 0,04 à 0,10% d'Al.sol., 0,001 à 0,012% de Ti, pas plus de 0,004% de N total, le reste étant du Fe et les impuretés inévitables, la relation entre Al.sol., Ti et N total étant donnée par 2 5 - 0,18 x 'A(.sol.%) + Ti%7, 0 N total et dans lequel la structure est constituée de ferrite initia- lement précipitée et d'une structure moyenne dans les parties affectées par la chaleur de soudage. 2. Un acier selon la revendication 1, caractérisé en ce qu'il contient de plus un ou plusieurs des éléments suivants: pas plus de 0,50% de Cu, pas plus de 1,5% de Ni, pas plus de 1,0% de Cr, pas plus de 0,06% de V, et pas plus de 0,5% de Mo. 3. Un acier selon l'une quelconque des revendications 1 et 2, caractérisé en ce que la relation entre Al.sol., Ti et N total est donnée par l'équation 2,. .; T, 6, 0 2,5 0,-18 x (A-l.sol.%>) Tit _6,0 2-, N total % - 4, Un acier selon l'une quelconque des revendication 1 2 et 3, caractérisé en ce que le carbone équivalent calculé par l'expression: Ceq. - C + 1/24Si + 1/6Mn +1/5Cr + 1/4Mo + 1/14V + 1/40Ni est supérieur à 0,33 pour fournir une limite élastique supé- rieure à 32,10 Pa et une résistance à la traction supérieure à 50,107 Pa,