Cette invention concerne une méthode pour réduire le niveau de contraintes résiduelles dans toute l'épaisseur de tôles fortes en alliage d'aluminium de la série 7xxx qui subissent une traction avec un allongement permanent.

On sait que dans les alliages d'aluminium de la série 7xxx, la maturation (vieillissement naturel) débute immédiatement après la trempe. Le mécanisme microstructural sous-jacent est lié à la formation de zones Guinier-Preston par nucléation, et à la formation de phases métastables qui précipitent à partir d'une matrice d'aluminium sursaturée. La nucléation et croissance de ces précipités conduit à une augmentation rapide de la limite d'élasticité, car ces précipités gênent le déplacement de dislocations dans le réseau cristallin. Le degré de durcissement par ces mécanismes à un endroit donné dans une tôle épaisse dépendra de la composition chimique, de la vitesse de trempe, de la structure de grains et de sous-grains du métal, ainsi que de sa texture cristallographique.

Les tôles fortes en alliages de la série 7xxx (alliages de type Al-Zn-Mg avec ou sans cuivre) doivent être trempées rapidement après leur mise en solution pour pouvoir présenter, après revenu, des hautes caractéristiques mécaniques dans toute leur épaisseur. La présence au moment de la trempe de forts gradients thermiques proche de la surface de la tôle forte conduit à une déformation plastique inhomogène. Par conséquent, lorsque la tôle est complètement refroidie, elle renferme des contraintes résiduelles (contraintes internes). Plus précisément, on trouve des contraintes compressives à proximité de la surface, et des contraintes de traction au centre. La force de ces contraintes dépend de l'alliage et de la structure du matériau, ainsi que du procédé de mise en solution et de trempe ; l'ordre de grandeur est de 200 MPa. On trouve une description détaillée des contraintes résiduelles dans les alliages de type 7xxx dans les publications suivantes : J.C. Chevrier, F. Moreaux, G. Beck, J. Bouvaist, « Contribution à l'étude des contraintes thermiques de trempe. Application aux alliages d'aluminium. » Mémoires Scientifiques - Revue de Métallurgie vol 72, n° 1, p. 83-94 (1975) ; P. Jeanmart, J. Bouvaist, « Finite element calculation and measurement of thermal stresses in quenched plate of high-strength 7075 aluminium alloy », Materials Science and Technology Vol. 1, n° 10, p. 765 - 769 (1985) ; D. Godard, Thèse de doctorat, Institut National Polytechnique de Lorraine, Nancy 1999, notamment pages 285 - 290 et 209 - 250.

Les méthodes les plus répandues pour relaxer les contraintes résiduelles dans des tôles fortes en alliage de la série 7xxx font appel à la déformation plastique, soit par traction au sens L, soit par compression au sens TC. L'avantage de ces méthodes est qu'elles n'affectent pas de manière significative le potentiel de durcissement du matériau au cours d'une étape ultérieure de revenu. On considère que la traction est plus efficace que la compression, car elle conduit en général à une déformation plastique plus homogène.

Les brevets US 6,159,315 et US 6,406,567 (Corus Aluminium Walzprodukte GmbH) divulguent une méthode pour relaxer les contraintes résiduelles des tôles fortes après mise en solution et trempe, qui comporte une première étape de traction à froid au sens L, suivie par une étape de compression à froid au sens TC.

La demande de brevet WO 2004/053180 (Pechiney Rhenalu) décrit une méthode de relaxation des contraintes résiduelles d'une tôle forte par compression sur les champs. Même si elle permet d'obtenir des tôles avec des faibles énergies résiduelles, cette méthode en compression est cependant difficile à mettre en oeuvre..

La déformation plastique permet typiquement de réduire les contraintes résiduelles par un facteur d'environ 10. Cela est illustré sur la figure 2. Néanmoins, en pratique, les contraintes résiduelles dans des semi-produits épais considérés comme identiques peuvent varier fortement. Cela peut être lié à la variation de leur composition chimique, mais aussi et surtout à la variation des paramètres des procédés de fabrication, tels que la coulée, le laminage, la trempe, la traction et le revenu ; l'influence de ces paramètres de procédé sur le niveau de contraintes résiduelles dans le produit fini n'est pas toujours bien compris. Certaines modifications de procédé conduisent effectivement à une réduction du niveau des contraintes résiduelles (telles que le choix d'une trempe plus lente ou d'une température de revenu plus élevée), mais elles modifient également le compromis entre certaines propriétés qui sont importantes pour les application structurales, telles que, typiquement, la résistance mécanique, la tolérance aux dommages et la résistance à la corrosion. Cet état de la technique est connu des publications suivantes: R. Habachou, M. Boivin, «Numerical predictions of quenching and relieving by stretching of aluminium alloys cylindrical bars », Journal de Mécanique Théorique et Appliquée, Vol 4, pp. 701-723, 1985 ; J.C. Boyer et M. Boivin, "Numerical calculations of residual stress relaxation in quenched plates", Materials Science and Technology Vol. 1 1985 pp. 786-792 ; R. Vignaud, P .Jeanmart, J. Bouvaist, B. Dubost (1990), « Détensionnement par déformation plastique », Physique et mécanique de la mise en forme des métaux, Ecole d'été d'Oléron, dirigée par F. Moussy et P. Franciosi, éditée aux Presses du CNRS, 1990, pp. 632-642.

L'influence critique des contraintes résiduelles sur la distorsion lors de l'usinage a été décrite largement dans la littérature. Dans l'industrie aéronautique, on usine souvent des pièces complexes à partir de tôles épaisses en alliage d'aluminium ; cela conduit souvent à plus de 80 % de copeaux. Une trop forte distorsion à l'usinage doit être compensée par des mesures correctives complexes et coûteuses, telles que : (a) le redressage mécanique, (b) le grenaillage (en anglais : shot peening), (c) l'optimisation de la localisation de la pièce visée dans l'épaisseur de la tôle forte, c'est-à-dire par rapport au profil en profondeur des contraintes résiduelles, ou (d) la modification de la forme de la pièce en vue de minimiser sa déformation (étant entendu que la déformation permanente de la pièce usinée est faible si sa forme est proche d'un forme symétrique par rapport à l'axe longitudinal de la tôle épaisse dans laquelle ladite pièce est usinée). Les constructeurs d'avions préfèrent par conséquent des tôles fortes dont les contraintes résiduelles sont non seulement plus faibles, mais aussi sous contrôle, c'est-à-dire présentant une faible variation pour un type de produits donné (alliage, épaisseur, état métallurgique).

Les brevets EP 0 731 185 et US 6,077,363 décrivent une méthode pour réduire les contraintes résiduelles dans les tôles fortes en alliage 2024. L'optimisation de la teneur en manganèse et de la température de sortie du laminoir à chaud permet d'obtenir un taux de recristallisation de plus de 50% dans toute l'épaisseur. Une telle tôle montre une meilleure homogénéité des caractéristiques mécaniques en fonction de l'épaisseur, ainsi qu'un niveau réduit de contraintes résiduelles après traction.

EP1231290 décrit la fabrication de produits corroyés par laminage, filage ou forgeage en alliage d'aluminium du type AlZnMgCu à haute résistance mécanique, utilisés notamment dans la construction aéronautique, en particulier pour les extrados d'ailes d'avions. On a réalisé des tôles en alliage 7449 d'épaisseur 38 mm. La composition de l'alliage était la suivante (% en poids) : Zn = 8,11 Mg = 2,19 Cu = 1,94 Si = 0,04 Fe = 0,07 Zr = 0,09 Cr = 0,005 Ti = 0,025 reste aluminium et impuretés (< 0,05 chacune). Les tôles ont subi un pré-élargissement pour passer d'une largeur de plaque de 1100 mm à 2500 mm un laminage à chaud jusqu'à 38 mm avec une température de sortie à 378° C une mise en solution à 475°C, une trempe à l'eau froide, et une traction contrôlée à 2.8% d'allongement permanent après une délai de 1 h après trempe.

Pour les tôles fortes en 7xxx, on préfère en général garder une microstructure largement non recristallisée, notamment pour des applications qui exigent une forte ténacité, telles que les éléments de structure pour avions. Cela ressort de la publication de F. Heymes, B. Commet, B. Dubost, P. Lassince, P. Lequeu, and G. M. Raynaud, "Development of new Al alloys for distortion free machined aluminium aircraft components", parue dans 1st International Non-Ferrous Processing and Technology Conference, St. Louis, Missouri, 1997, 249-255.

Les contraintes résiduelles dans des tôles épaisses peuvent être déterminées par la méthode de l'usinage successif décrite dans la publication de Heymes, Commet et al., référencée ci-dessus. Une méthode basée sur cette publication est décrite en détail ci-dessous.

La présente invention a pour but de présenter une méthode pour obtenir des tôles épaisses en alliage d'aluminium de la série 7xxx qui présente, à l'état tractionné, à l'état matûré ou dans n'importe quel état de vieillissement artificiel, un niveau de contraintes résiduelles plus faible, sans dégrader la résistance mécanique et la tolérance aux dommages. Plus particulièrement, on souhaite disposer de tôles fortes qui ne se déforment pas lors de l'usinage, ce qui est observé lorsque l'énergie élastique totale stockée dans la tôle, W, est inférieure à 2 kJ/m³ et préférentiellement inférieure à 1 kJ/m³.

L'invention a pour objet un procédé de fabrication de tôles épaisses en alliage de type Al-Zn-Cu-Mg comprenant entre 4 et 12% de zinc, moins de 4% de magnésium et moins de 4% de cuivre, éléments mineurs ≤ 0,5% chacun, le reste aluminium, ledit procédé comprenant le laminage à chaud, la mise en solution, la trempe, la traction contrôlée avec un allongement permanent supérieur à 0,5%, ainsi que le vieillissement,
caractérisé en ce que délai D entre la fin de la trempe et le début de la traction contrôlée est inférieur à 2 heures, et préférentiellement inférieur à 1 heure.

Un autre objet de la présente invention est une tôle épaisse en alliage de type AI-Zn-Cu-Mg comprenant entre 4 et 12% de zinc, moins de 4% de magnésium et moins de 4% de cuivre, éléments mineurs ≤ 0,5% chacun, le reste aluminium, laminée à chaud, mise en solution, trempée, tractionnée avec un allongement permanent supérieur à 0,5%, vieillie, caractérisée en ce son énergie élastique totale est inférieure ou égale à $$\mathrm{W}\left[\mathrm{kJ}/{\mathrm{m}}^{\mathrm{3}}\right]=\mathrm{0},\mathrm{54}+\mathrm{0},\mathrm{013}\left({\mathrm{R}}_{\mathrm{p}\mathrm{0},\mathrm{2}\left(\mathrm{L}\right)}\left[\mathrm{MPa}\right]-\mathrm{400}\right)\mathrm{.}$$

Encore un autre objet de l'invention est un lot de contrôle ou un lot de traitement thermique de tôles épaisses en alliage de type Al-Zn-Cu-Mg comprenant entre 4 et 12% de zinc, moins de 4% de magnésium et moins de 4% de cuivre, éléments mineurs ≤ 0,5% chacun, le reste aluminium, à l'état mis en solution, trempé, tractionné et vieilli, caractérisé en ce l'énergie élastique totale W (exprimée en kJ/m³) des tôles montre un écart-type inférieur ou égal à $$\mathrm{0},\mathrm{20}+\mathrm{0},\mathrm{0030}\left({\mathrm{P}}_{\mathrm{p}\mathrm{0},\mathrm{2}\left(\mathrm{L}\right)}\left[\mathrm{MPa}\right]-\mathrm{400}\right)\mathrm{autour\; dʹune\; valeur\; moyenne}\mathrm{.}$$

• La figure 1 montre de manière schématique la définition des trois directions principales dans une tôle.
• La figure 2 montre de manière schématique une courbe de traction. La courbe 2 représente l'état de contraintes au coeur de la tôle. La courbe 1 montre l'état de contraintes en surface. Cette figure montre le principe du détensionnement par traction contrôlée : avant la traction contrôlée, l'écart des contraintes entre la surface et lé coeur est défini par x et -x. La traction contrôlée réduit cet écart (défini par y et - y) typiquement d'un facteur 10.
• La figure 3 montre la définition des paramètres h, l et w d'une tôle. En bas, on voit de manière schématique la jauge de déformation (avec son fil de raccordement).
• La figure 4 montre de manière schématique les séquences de la mesure et des calculs pour déterminer un profil de contraintes résiduelles dans l'épaisseur de la tôle à l'aide de la méthode par enlèvement successif de couches.
• La figure 5 montre de manière schématique la partie critique du procédé selon l'invention. D désigne l'intervalle de temps entre la fin de la trempe et le début de la traction contrôlée.
• La figure 6 montre la cinétique de maturation de tôles épaisses en alliages 7010 et 7050 pour deux vitesses de trempe différentes. L'abscisse montre la limite d'élasticité dans le sens L, l'ordonnée le temps de maturation.
• La figure 7 montre l'effet de l'augmentation de la variation des valeurs de limite d'élasticité sur les profils de contraintes résiduelles après trempe.
• La figure 8 montre l'énergie élastique totale en fonction de l'épaisseur pour des lots de tôles en alliage 7xxx selon l'invention (avec D ≤ 1 heure) (points ouverts) et selon l'état de la technique (avec D ≥ 8 heures) (carrés noirs).

Sauf mention contraire, toutes les indications relatives à la composition chimique des alliages sont exprimées en pourcent massique. La désignation des alliages suit les règles de The Aluminum Association, connues de l'homme du métier. L'expression « alliage de type Al-Zn-Cu-Mg » se réfère à un alliage à base d'aluminium qui contient les éléments d'alliage zinc, cuivre et magnésium; un tel alliage peut contenir en plus d'autres éléments d'alliage ainsi que d'autres éléments, dont la présence peut être intentionnelle ou non, par exemple des impuretés.

Les états métallurgiques sont définis dans la norme européenne EN 515. La composition chimique d'alliages d'aluminium normalisés est définie par exemple dans la norme EN 573-3. Sauf mention contraire, les caractéristiques mécaniques statiques, c'est-à-dire la résistance à la rupture R_m, la limite élastique R_p0,2, et l'allongement à la rupture A, sont déterminées par un essai de traction selon la norme EN 10002-1, l'endroit et le sens du prélèvement des éprouvettes étant définis dans la norme EN 485-1. La ténacité K_IC a été mesurée selon la norme ASTM E 399.

Sauf mention contraire, les définitions de la norme européenne EN 12258-1 s'appliquent.

Dans le cadre de la présente invention, une « tôle épaisse » désigne une tôle dont l'épaisseur est supérieure àu égale à 6 mm.

Le terme « lot de contrôle » est défini dans la norme EN 12258-1 ; il désigne une expédition ou partie d'une expédition, soumise à un contrôle, et qui comprend des produits de même qualité ou alliage, de même forme, état métallurgique, taille, géométrie, épaisseur ou section transversale, et qui ont été produits par les même procédés.

Le terme « lot de traitement thermique » désigne une quantité de produits de même qualité ou de même alliage, de même forme, épaisseur ou section transversale, et qui ont été produits de la même façon, dont le traitement thermique ou la mise en solution suivie de trempe a été effectué en une seule charge ; plusieurs lots peuvent être mis en solution dans une même charge de traitement thermique.

Le terme « vieillissement » comprend le vieillissement naturel à température ambiante (appelé aussi « maturation »), ainsi que tout vieillissement artificiel (appelé aussi « revenu »).

Le terme « usinage » comprend tout procédé d'enlèvement de matière tel que le tournage, le décolletage, le fraisage, le perçage, l'alésage, le taraudage, l'électroérosion, la rectification, le polissage, l'usinage chimique.

Le terme « élément de structure » se réfère à un élément utilisé en construction mécanique pour lequel les caractéristiques mécaniques statiques et / ou dynamiques ont une importance particulière pour la performance et l'intégrité de la structure, et pour lequel un calcul de la structure est généralement prescrit ou effectué. Il s'agit typiquement d'une pièce mécanique dont la défaillance est susceptible de mettre en danger la sécurité de ladite construction, de ses utilisateurs, des ses usagers ou d'autrui. Pour un avion, ces éléments de structure comprennent notamment les éléments qui composent le fuselage (tels que la peau de fuselage (fuselage skin en anglais), les raidisseurs ou lisses de fuselage (stringers), les cloisons étanches (bulkheads), les cadres de fuselage (circumferential frames), les ailes (tels que la peau de voilure (wing skin), les raidisseurs (stringers ou stiffeners), les nervures (ribs) et longerons (spars)) et l'empennage composé notamment de stabilisateurs horizontaux et verticaux (horizontal or vertical stabilisers), ainsi que les profilés de plancher (floor beams), les rails de sièges (seat tracks) et les portes.

Le terme « élement de structure monolithique » se réfère à un élément de structure qui a été obtenu, le plus souvent par usinage, à partir d'une seule pièce de demi-produit laminé, filé, forgé ou moulé, sans assemblage, tel que rivetage, soudage, collage, avec une autre pièce.

Les directions L (sens Long), TL (sens travers-long) et TC (sens travers-court) dans un produit laminé se réfèrent à la direction de laminage qui correspond à la direction L. Ces trois directions sont définies sur la figure 1.

Dans le cadre de la présente invention, les contraintes résiduelles ont été déterminées à l'aide de la méthode basée sur l'enlèvement successif de couches décrite dans la publication "Development of New Alloy for Distortion Free Machined Aluminum Aircraft Components", F.Heymes, B.Commet, B.Dubost, P.Lassince, P.Lequeu, GM.Raynaud, in 1st International Non-Ferrous Processing & Technology Conference, 10-12 March 1997 - Adams's Mark Hotel, St Louis, Missouri.

Cette méthode s'applique surtout aux tôles fortes tractionnées, dans lesquelles l'état de contrainte peut être considéré comme biaxial ; les deux composantes principales étant situées dans les directions L et TL, et il n'y a donc pas de composante dans la direction TC. Cette méthode est basée sur la détermination des contraintes résiduelles dans les directions L et TL sur des barres rectangulaires, coupées en pleine épaisseur de la tôle dans le sens parallèle aux directions indiquées. Ces barres sont usinées dans le sens TC étape par étape. Après chaque étape on mesure la contrainte et/ou la déflection et relève l'épaisseur de la barre. Une méthode particulièrement préférée consiste à fixer une jauge de déformation à mi-longueur de la barre, sur la surface opposée à celle qui est usinée. Cela permet de calculer les profils de contraintes résiduelles dans les directions L et TL. La barre doit être suffisamment longue pour éviter des effets de bord. Les dimensions recommandées en fonction de l'épaisseur de la tôle sont indiquées dans le tableau 1. Dimensions [mm] utilisées pour la méthode de l'enlèvement successif de couches Épaisseur de la tôle (h) Largeur (w) Longueur (1) 20<h≤100 24 ± 1 5h ± 1 h>100 30 ± 1 5h ± 1

Les jauges de déformation unidirectionnelles avec une compensation de la dilatation thermique sont collées sur la surface inférieure de la barre (voir figure 3), en suivant les instructions du fabricant. Ensuite, elles sont recouvertes d'une laque isolante. La valeur lue sur chacune de ces jauges est prise pour zéro.

On effectue une mesure après chaque passe d'usinage. On prend typiquement entre 18 et 25 passes pour obtenir un nombre de points suffisant pour calculer le profil de contraintes. La profondeur d'usinage ne doit pas être inférieure à 1 mm, afin d'obtenir une bonne qualité de coupe ; pour des tôles très épaisses, elle peut atteindre 10 mm. On peut aussi utiliser l'usinage chimique pour enlever une très faible épaisseur de métal. Le pas d'usinage devrait être le même pour les deux échantillons (i.e. dans le sens L et dans le sens TL).

Après chaque passe d'usinage, la barre est détachée de l'étau, et on laisse la température se stabiliser avant de mesurer la déformation. A chaque pas i, on relève l'épaisseur h(i) et la déformation ε(i). Le schéma de la figure 4 montre comment on collecte ces données.

Ces données permettent de calculer le profil de contraintes initial dans chaque barre sous la forme d'une courbe u(i), qui correspond à la contrainte moyenne dans la couche enlevée lors du pas d'usinage i, donnée par les équations suivantes :

• Pour i = 1 à N-1 : $$u\left(i\right)=-E\frac{\left(\epsilon \left(i+1\right)-\epsilon \left(i\right)\right)h{\left(i+1\right)}^2}{\left[h\left(i\right)-h\left(i+1\right)\right]\left[3h\left(i\right)-h\left(i+1\right)\right]}-S\left(i\right)$$ avec : $$S\left(i\right)=E{\displaystyle \sum _{k=1}^{i-1}}\left(\epsilon \left(k+1\right)-\epsilon \left(k\right)\right)\left[1-\frac{3h\left(k\right)\left(h\left(i\right)+h\left(i+1\right)\right)}{\left(3h\left(k\right)-h\left(k+1\right)\right)h\left(k+1\right)}\right]$$ où E est le module de Young de la tôle épaisse. On obtient ainsi deux profiles : u(i)_L et u(i)_LT qui correspondent à des barres à section rectangulaire dans les directions L et TL. Les profiles de contraintes dans la tôle sont obtenus par les équations suivantes :
• Pour i = 1 à N-1 $$\sigma {\left(i\right)}_L=\frac{u{\left(i\right)}_L+\mathit{vu}\left(i\right)\mathit{LT}}{1-{\nu }^2}$$ $$\sigma {\left(i\right)}_{\mathit{LT}}=\frac{u{\left(i\right)}_{\mathit{LT}}+\mathit{vu}{\left(i\right)}_L}{1-{\nu }^2}$$ où v est le coefficient de Poisson de la tôle forte. On peut ensuite calculer l'énergie stockée dans la tôle (W_L, W_LT et W) à partir des equations : $$W_L=\frac{500}{\mathit{Eh}}{\displaystyle \sum _{i=1}^{N-1}}\sigma {\left(i\right)}_L\left[\sigma {\left(i\right)}_L-\mathit{\nu \sigma }{\left(i\right)}_L\right]\mathit{dh}\left(i\right)$$ $$W_{\mathit{LT}}=\frac{500}{\mathit{Eh}}{\displaystyle \sum _{i=1}^{N-1}}\sigma {\left(i\right)}_{\mathit{LT}}\left[\sigma {\left(i\right)}_{\mathit{LT}}-\mathit{\nu \sigma }{\left(i\right)}_L\right]\mathit{dh}\left(i\right)$$ $$W=W_L+W_{\mathit{LT}}$$ où W_L représente l'énergie élastique stockée qui résulte du profil de contraintes résiduelles dans la direction L, et W_LT représente l'énergie stockée qui résulte du profil de contraintes résiduelles dans la direction TL. W est l'énergie élastique totale dans la tôle (exprimé en kJ ou kJ/m³). La méthode de mesure des contraintes et d'obtention des énergies élastiques stockées est décrite ci-dessus d'une manière précise en donnant par exemple les dimensions des barreaux qui sont utilisés en pratique. Il faut noter que ces dimensions ne sont pas obligatoires et ne limitent pas la méthode. La largeur du barreau n'a pas d'influence sur le résultat. Une longueur de deux fois h plus trois fois la longueur de la jauge est suffisante dans le cas de mesures à l'aide de jauges de déformation. Les dimensions données sont issues de l'expérience pratique et ont été adaptées aux moyens d'usinage et de mesures utilisés. L'homme du métier sera aisément en mesure de sélectionner d'autres dimensions sans altérer les résultats.

De même, d'autres techniques peuvent être utilisées pour mesurer le gradient de contraintes dans l'épaisseur des tôles. Après obtention des profils de contraintes σ_L et σ_LT dans l'épaisseur, les mêmes formules des sommes incrémentales ci-dessus permettent de calculer les énergies stockées W_L et W_LT. Il est donc possible d'obtenir les énergies stockées par toutes techniques permettant des mesures de contraintes dans l'épaisseur.

La présente invention s'applique aux tôles, et surtout aux tôles fortes, en alliage d'aluminium de la série 7xxx, dont la composition chimique répond aux critères suivants:

• 4 < Zn < 12 ; Mg < 4 ; Cu < 4 ;
• éléments mineurs ≤ 0,5 chacun
• le reste aluminium,

Selon l'invention, le problème est résolu par une modification du procédé de fabrication de manière à ce que la maturation (vieillissement naturel) entre la fin de la trempe et le début de la traction contrôlée est minimisée de manière à ce que l'énergie élastique totale (W) à l'état revenu reste inférieure à une certaine valeur limite. Cette valeur limite représente une valeur maximale pour garder la déformation à l'usinage à un niveau qui est encore acceptable ; pour la plupart des applications, cette valeur limite est de 2 kJ/m³ pour une tôle d'une épaisseur comprise entre 60 mm et 100 mm, et préférentiellement de 1,5 kJ/m³. Pour des pièces particulièrement complexes, elle doit être de 1 kJ/m³.

La figure 5 montre le schéma du procédé de traitement thermique que subit une tôle après laminage. La mise en solution peut être effectuée en un seul palier, en plusieurs paliers, ou en rampe avec ou sans palier bien défini. Il en est de même du revenu. La phase critique dans le cadre de la présente invention est le délai D entre la fin de la trempe et le début de la traction contrôlée. Les inventeurs ont trouvé qu'un délai D long conduit à une plus grande hétérogénéité des caractéristiques mécaniques entre les zones proches de la surface et les zones proches de la mi-épaisseur du matériau. Cette hétérogénéité peut être principalement attribuée aux différences de vitesse de refroidissement dans l'épaisseur de la tôle. La figure 6 montre l'évolution de la limite d'élasticité au sens L, déterminée proche de la surface et à mi-épaisseur, en fonction de la durée de maturation pour des tôles très fortes en alliages AA7010 et AA7050 et pour différentes vitesses nominales de trempe. Ces vitesses de trempe ont été obtenues sur des éprouvettes de traction mais elles sont représentatives des différences de vitesse de trempe observées entre la surface et le coeur d'une tôle épaisse. On voit que la différence entre les niveaux de résistance mécanique s'accentue au cours du temps.

Les inventeurs ont constaté que la variation des contraintes résiduelles à travers l'épaisseur des tôles en alliage 7xxx dépend (i) de la variation des vitesses de refroidissement et de la déformation plastique au cours de la trempe, (ii) des hétérogénéités de la microstructure structure granulaire et de la texture qui sont générées au cours du laminage, et (iii) des variations locales de la composition chimique qui résultent du procédé de coulée (y compris la solidification et l'homogénéisation). Entre la fin de la trempe et le début de la traction, on observe une maturation dans toute l'épaisseur de la tôle, mais la vitesse de cette maturation dépend de l'épaisseur : la limite d'élasticité augmente plus vite à proximité d'une surface qu'à mi-épaisseur. Cela est probablement dû à la cinétique de précipitation : d'une part, la teneur de la solution solide sursaturée en éléments potentiellement durcissants est plus grande proche de la surface qu'à mi-épaisseur (car le procédé de coulée semi-continue adopté conduit à une macro-segrégation telle que la concentration d'éléments eutectiques, tels que Cu, Mn et Zn, est plus forte proche de la surface, et la vitesse de refroidissement au cours de la coulée y est également plus grande), et d'autre part, on trouve proche de la surface une plus grande densité de sites hétérogènes (lacunes, dislocations etc) qui facilitent la précipitation et qui résultent de la plus grande vitesse de refroidissement et de la plus grande plasticité au cours de la trempe.

Les inventeurs ont trouvé par un calcul basé sur un modèle à éléments finis qu'une augmentation de l'hétérogénéité des caractéristiques mécaniques (c'est-à-dire de la limite d'élasticité ou des coefficients d'écrouissage) conduit à une augmentation des contraintes résiduelles après traction. La figure 7 montre l'effet de l'augmentation de la variation des valeurs de limite d'élasticité sur les profils de contraintes résiduelles après trempe.

Cette tentative d'explication métallurgique du procédé selon l'invention n'implique cependant aucune limitation de la présente invention aux phénomènes sous-jacents. Par ailleurs, les inventeurs ont constaté que l'effet est plus grand en réalité que les valeurs obtenues par le modèle mathématique..

Enfin, un changement du procédé de fabrication qui conduirait à améliorer l'homogénéité des limites d'écoulement (R_p02) dans l'épaisseur de la tôle forte après la trempe, entraînerait une baisse des contraintes résiduelles après traction contrôlée ou après tout détensionnement par déformation plastique.

Le procédé selon l'invention ne donne pas de résultat amélioré dans le cas d'autres alliages à durcissement structural, tels que les alliages des séries 2xxx et 6xxx. Pour les alliages très chargés, c'est-à-dire présentant une teneur en Zn > 12%, Mg > 4% et Cu > 4%, l'énergie stockée est très élevée, et l'amélioration obtenue avec le procédé selon l'invention ne paraît pas être significative. Ces alliages répondent par ailleurs difficilement à un traitement de mise en solution.

Le procédé selon l'invention permet de fabriquer des tôles caractérisées par une valeur de l'énergie élastique totale qui est inférieure ou égale à $$\mathrm{W}\left[\mathrm{kJ}/{\mathrm{m}}^{\mathrm{3}}\right]=\mathrm{0},\mathrm{54}+\mathrm{0},\mathrm{013}\left({\mathrm{R}}_{\mathrm{p}\mathrm{0},\mathrm{2}\left(\mathrm{L}\right)}\left[\mathrm{MPa}\right]-\mathrm{400}\right)\mathrm{.}$$ Dans cette équation, R_p0,2(L) désigne la limite élastique de la tôle finie mesurée selon les normes EN 10002-1 et EN 485-1. L'influence de l'épaisseur sur le niveau de contraintes résiduelles et l'énergie élastique totale est ici exprimée en termes de la limité d'élasticité, mesurée comme préconisé par la norme EN 485-1. Le procédé selon l'invention peut être appliqué avantageusement à la fabrication d'une pluralité de tôles dont l'épaisseur se situe entre environ 10 mm et environ 250 mm, et encore plus avantageusement à des tôles dont l'épaisseur est supérieure à 25 mm, mais ces valeurs ne sont pas limitatives.

Le procédé selon l'invention permet aussi de réduire la dispersion entre les valeurs de W pour une pluralité de tôles appartenant à un même lot de contrôle ou lot de traitement thermique, de manière à ce toutes les tôles ont un écart-type de l'énergie élastique totale W des différentes tôles autour d'une valeur moyenne inférieur ou égal à $$\mathrm{0},\mathrm{20}+\mathrm{0},\mathrm{0086}\left({\mathrm{P}}_{\mathrm{p}\mathrm{0},\mathrm{2}\left(\mathrm{L}\right)}\left[\mathrm{MPa}\right]-\mathrm{400}\right)$$ et de manière préférée inférieur ou égal à $$\mathrm{0},\mathrm{20}+\mathrm{0},\mathrm{0030}\left({\mathrm{P}}_{\mathrm{p}\mathrm{0},\mathrm{2}\left(\mathrm{L}\right)}\left[\mathrm{MPa}\right]-\mathrm{400}\right)\mathrm{.}$$ Dans cette equation, R_p0,2(L) désigne la moyenne des mesures de R_p0,2(L) effectuées selon la norme pour chacune des tôle finies du lot, selon les normes EN10002-1 et EN485-1.

L'écart-type entre les mesures de l'énergie élastique totale W des différentes tôles d'un lot peut dépendre du nombre de tôles contenues dans le lot. En particulier, un écart-type obtenu sur deux mesures est faiblement significatif et peut aléatoirement être très élevé ou très faible. A partir de 3 tôles, l'écart-type des mesures peut être considéré mais d'une manière préférée, les lots de contrôle ou de traitement thermique utilisés dans le cadre de la présente invention contiennent au moins 5 tôles.

L'utilisation du procédé selon l'invention permet au fabricant de garantir qu'un tel lot de contrôle ou un tel lot de traitement thermique comprend des tôles dont l'énergie élastique totale moyenne est inférieure à 3 kJ/m³. De manière préférée, cette valeur moyenne est inférieure à 2 kJ/m³, et on préfère une valeur inférieure à 1 kJ/m³, ce qui nécessite une excellente maîtrise des procédés critiques et une gestion très rigoureuse des flux de produits aux stades de la mise en solution, de la trempe et de la traction. En effet, la mise en oeuvre du procédé selon l'invention peut nécessiter une adaptation des flux de métal à l'intérieur de l'usine, car si le producteur veut produire des tôles avec un délai D inférieur à quelques heures, il faut synchroniser le four de trempe avec le banc de traction. En pratique, cela implique de limiter au minimum le stock intermédiaire entre ces deux machines; ceci s'applique notamment aux modes de réalisation particulièrement préférés avec D < 1 heure ou D < 30 minutes. La demande de brevet EP 1 231 290 A1 décrit dans l'exemple 1 une tôle en alliage 7449 d'épaisseur 38 mm pour laquelle la traction contrôlée a été effectuée 1h après la trempe ; ce document ne donne cependant aucun enseignement sur l'intérêt de cette faible durée.. Le procédé selon l'invention a permis de réaliser des lots de contrôle ou des lots de traitement thermique pour lesquels le délai D entre la fin de la trempe et le début de la traction contrôlée est de manière systématique inférieur à 2 heures, ce qui a permis de minimiser la moyenne et l'écart-type de l'énergie élastique totale W des tôles de ces lots. La fabrication industriel d'un tel lot de contrôle nécessite cependant une réorganisation des flux de produits autour des machines nécessaires pour la mise en oeuvre du procédé selon l'invention.

Dans un autre mode de réalisation de l'invention, la maturation est effectuée à basse température, c'est à dire à une température inférieure à 10 °C et de manière préférée à une température inférieure à 5 °C, ce qui permet d'obtenir des résultats semblables en terme d'énergie élastique totale W pour des délais D compris entre 2h et 3h.

D'autres modes de réalisation préférés de l'invention sont indiqués dans les revendications dépendantes. L'invention est particulièrement avantageuse pour des tôles épaisses en alliages AA7010, 7050, 7056, 7449, 7075, 7475, 7150, 7175.

L'avantage du procédé selon l'invention est la diminution globale du niveau de contraintes dans les tôles fortes. Cela diminue globalement la déformation à l'usinage.

Un autre avantage du procédé selon l'invention est que le contrôle du temps qui s'écoule entre la fin de la trempe et le début de la traction permet également de diminuer la dispersion du niveau de contrainte que l'on observe entre différentes tôles nominalement identiques, même à l'intérieur d'un même lot de fabrication ou lot de traitement thermique. Cela permet une meilleure standardisation des procédés d'usinage pour une série de produits donnée, et diminue le nombre d'incidents lors de la fabrication de pièces usinées dans l'atelier d'usinage.

Dans les exemples qui suivent, on décrit à titre d'illustration des modes de réalisation avantageux de l'invention. Ces exemples n'ont pas de caractère limitatif.

Trois plaques de laminage en alliage AA7010 ont été coulées par coulée semi-continue. Après homogénéisation, on les a laminées à chaud jusqu'à une épaisseur de 100 mm. A la sortie du laminoir à chaud, on les a soumis à une trempe suivie d'une traction contrôlée, et finalement à un traitement de revenu. L'état métallurgique des trois produits A1, A2 et A3 ainsi obtenus était l'état T7651. Pour ces trois produits, tous les paramètres de fabrication étaient nominalement identiques et bien contrôlés. La seule différence était le temps d'attente D entre la fin de la trempe et le début du détensionnement par traction.

Par un procédé analogue, on a transformé trois plaques de laminage en alliage AA7050 par homogénéisation, laminage à chaud jusqu'à une épaisseur de 100 mm, trempe, traction contrôlée et revenu. L'état métallurgique des trois produits B1, B2 et B3 ainsi obtenus était l'état T7451. Pour ces trois produits, tous les paramètres de fabrication étaient nominalement identiques et bien contrôlés, et la seule différence était le temps d'attente D entre la fin de la trempe et le début du détensionnement par traction.

Le tableau 2 montre l'énergie élastique stockée des différentes tôles obtenues, déterminée à l'état final. Lorsque l'on réduit le temps d'attente D entre la fin de la trempe et le début du détensionnement par traction, on observe une réduction du niveau global de contraintes tel que mesuré par W_L, W_LT and W. Energie élastique stockée (à l'état final) en fonction de la durée de maturation pour trois tôles fortes en alliages 7010 et 7050. Tôle Alliage / état Durée de maturation D [h] W [kJ/m³] W_L [kJ/m³] W_LT [kJ/m³] A1 7010 T7651 1.17 1.02 0.8 0.22 A2 7010 T7651 9 1.76 1.37 0.4 A3 7010 T7651 48.92 2.37 1.74 0.63 B1 7050 T7451 1.25 1.22 0.84 0.38 B2 7050 T7451 8.83 2.28 1.57 0.71 B3 7050 T7451 49.08 3.15 2.02 1.12

Les caractéristiques mécaniques statiques ont été mesurées à l'état de traitement thermique final dans les directions L, TL et TC à ¼, ½ et ¾ épaisseur. Les résultats sont rassemblés dans les tableaux 3, 4 et 5. On observe que la durée de maturation D n'a pas d'influence significative sur les caractéristiques mécaniques statiques. Caractéristiques mécaniques statiques (sens L) à l'état final en fonction de la durée de maturation D pour des tôles fortes en alliages 7010 et 7050 Tôle Alliage / état Durée de maturation D [h] Localisation R_m(L) [MPa] R_p0.2(L) [MPa] A_(L) [%] A1 7010 T7651 1.17 ¼ épaisseur 524 479 14.0 ½ épaisseur 519 468 12.7 ¾ épaisseur 533 471 11.0 A2 7010 T7651 9 ¼ épaisseur 529 480 14.4 ½ épaisseur 523 477 11.5 ¾ épaisseur 539 480 9.6 A3 7010 T7651 48.92 ¼ épaisseur 521 472 12.6 ½ épaisseur 516 466 9.2 ¾ épaisseur 528 472 8.2 B1 7050 T7451 1.25 ¼ épaisseur 536 482 13.0 ½ épaisseur 519 465 10.4 ¾ épaisseur 531 470 9.6 B2 7050 T7451 8.83 ¼ épaisseur 534 479 14.2 ½ épaisseur 519 461 10.8 ¾ épaisseur 533 469 8.7 B3 7050 T7451 49.08 ¼ épaisseur 534 478 14.2 ½ épaisseur 519 459 10.5 ¾ épaisseur 531 463 9.4 Caractéristiques mécaniques statiques (sens TL) à l'état final en fonction de la durée de maturation D pour des tôles fortes en alliages 7010 et 7050 Tôle Alliage / état Durée de maturation D [h] Localisation R_m(TL) [MPa] R_p0.2(TL) [MPa] A_(TL) [%] A1 7010 1.17 ¼ épaisseur 529 470 10.4 T7651 ½ épaisseur 527 464 9.4 ¾ épaisseur 513 446 9.2 A2 7010 9 ¼ épaisseur 536 475 11.0 T7651 ½ épaisseur 534 478 8.4 ¾ épaisseur 521 463 8.1 A3 7010 48.92 ¼ épaisseur 527 461 10.1 T7651 ½ épaisseur 526 463 7.8 ¾ épaisseur 511 452 8.0 B1 7050 1.25 ¼ épaisseur 541 461 10.6 T7451 ½ épaisseur 526 456 6.6 ¾ épaisseur 516 443 6.7 B2 7050 8.83 ¼ épaisseur 541 464 9.6 T7451 ½ épaisseur 528 464 6.9 ¾ épaisseur 519 447 7.2 B3 7050 49.08 ¼ épaisseur 538 467 10.8 T7451 ½ épaisseur 527 451 7.8 ¾ épaisseur 513 440 6.4 Caractéristiques mécaniques statiques (sens TC) à l'état final en fonction de la durée de maturation D pour des tôles fortes en alliages 7010 et 7050 Tôle Alliage / état Durée de maturation D [h] Localisation R_m(TC) [MPa] R_p0.2(TC) [MPa] A_(TC) [%] A1 7010 T7651 1.17 ¼ épaisseur 517 449 6.5 ½ épaisseur 508 432 7.7 ¾ épaisseur 518 455 6.3 A2 7010 T7651 9 ¼ épaisseur 521 455 5.7 ¼ épaisseur 520 438 5.3 ¾ épaisseur 515 442 7.6 A3 7010 T7651 48.92 ¼ épaisseur 514 451 5.7 ½ épaisseur 514 449 5.0 ¾ épaisseur 509 440 7.4 B1 7050 T7451 1.25 ¼ épaisseur 507 445 3.4 ½ épaisseur 519 470 4.6 ¾ épaisseur 507 428 5.6 B2 7050 T7451 8.83 ¼ épaisseur 513 446 4.2 ½ épaisseur 513 438 3.9 ¾ épaisseur 511 413 5.9 B3 7050 T7451 49.08 ¼ épaisseur 514 423 4.6 ½ épaisseur 505 420 4.8 ¾ épaisseur 513 442 3.7

On a également mesuré la ténacité K_IC dans les direction L-T et T-L à ¼ épaisseur. Les résultats, rassemblés dans le tableau 6, montrent que la maturation n'a pas d'influence significatif sur la ténacité. Ténacité (à l'état final) à l'état final en fonction de la durée de maturation D pour des tôles fortes en alliages 7010 et 7050 Tôle Alliage / état Durée de maturation D [h] Localisation K_IC(L-T) (MPa√m) K_IC(T-L) (MPa√m) A1 7010 T7651 1.17 ¼ épaisseur 33.6 28.0 A2 7010 T7651 9 ¼ épaisseur 32.7 26.0 A3 7010 T7651 48.92 ¼ épaisseur 32.9 27.7 B1 7050 T7451 1.25 ¼ épaisseur 32.2 26.1 B3 7050 T7451 49.08 ¼ épaisseur 32.3 27.7

On a transformé trois plaques de laminage en alliage AA7475 par homogénéisation, laminage à chaud jusqu'à une épaisseur de 46 mm, trempe et traction contrôlée. L'état métallurgique des trois produits C1, C2 et C3 ainsi obtenus était l'état W51. Pour ces trois produits, tous les paramètres de fabrication étaient nominalement identiques et bien contrôlés, et la seule différence était le temps d'attente D entre la fin de la trempe et le début du détensionnement par traction.

Le tableau 7 montre l'énergie élastique stockée des différentes tôles obtenues, déterminée à l'état final (i.e. après traction contrôlée). Lorsque l'on réduit le temps d'attente D entre la fin de la trempe et le début du détensionnement par traction, on observe une réduction du niveau global de contraintes W_L, W_LT and W. Energie élastique stockée en fonction de la durée de maturation D pour des tôles fortes en alliage 7475 W51 plates Tôle Alliage / état Durée de maturation D[h] W [kJ/m³] W_L [kJ/m³] W_LT [kJ/m³] C1 7475 W51 1.75 2.24 1.6 0.64 C2 7475 W51 22.5 4.51 3.61 0.9 C3 7475 W51 48 5.18 3.97 1.21

On a transformé deux plaques de laminage en alliage AA7449 par homogénéisation, laminage à chaud jusqu'à une épaisseur comprise entre 16,5 et 21,5 mm, trempe et traction contrôlée, suivi d'un revenu. L'état métallurgique des deux produits D1 et D2 ainsi obtenus était l'état T651. Pour ces deux produits, tous les paramètres de fabrication étaient nominalement identiques et bien contrôlés, et la seule différence était le temps d'attente D entre la fin de la trempe et le début du détensionnement par traction.

Le tableau 8 montre l'énergie élastique stockée des différentes tôles obtenues, déterminée à l'état final (i.e. après traction contrôlée). Lorsque l'on réduit le temps d'attente D entre la fin de la trempe et le début du détensionnement par traction, on observe une réduction du niveau global de contraintes W_L, W_LT and W. La faible différence entre les épaisseurs des deux produits ne conduit pas en tant que telle à une différence significative entre leurs niveaux de contraintes. Energie élastique stockée (à l'état final) en fonction de la durée de maturation D pour des tôles fortes en alliage 7449 T651 Tôle Alliage / état Epaisseur [mm] Durée de maturation D [h] W [kJ/m³] W_L [kJ/m³] W_LT [kJ/m³] D1 7449 T651 16.5 10.5 6.3 5.56 0.74 D2 7449 T651 21.5 3 4.17 3.66 0.51

Ce résultat confirme que même pour un alliage de type Al-Zn-Mg à haute teneur en zinc comme le 7449, on peut diminuer l'énergie élastique totale de manière très significative en diminuant la durée de maturation D.

Par des procédés industriels qui ne se distinguaient que par le temps d'attente, on a préparé des lots de tôles de contrôle selon l'invention. On a mesuré l'énergie stockée. Ensuite, on a développé un modèle mathématique qui permet de calculer cette énergie stockée en fonction des paramètres critiques du procédé de fabrication. Les valeurs de l'énergie stockée mesurées pour les tôles selon l'invention ont été utilisées pour valider ce modèle mathématique. Ensuite, on a appliqué ce même modèle mathématique à des lots de tôles en alliages de type Al-Zn-Mg obtenues par des procédés selon l'état de la technique. La figure 8 montre les valeurs de l'énergie stockée des tôles selon l'invention (avec D ≤ 1 heure) (points ouverts) (« Optimized ») et selon l'état de la technique (avec D ≥ 8 heures) (carrés noirs).

On constate que pour une épaisseur comprise entre environ 60 mm et environ 100 mm, l'énergie stockée est maximale. Le procédé selon l'invention conduit, pour une épaisseur donnée, d'une part à une réduction du niveau global de contraintes résiduelles (c'est-à-dire de l'énergie stockée W_totat) d'environ 50%, et d'autre part à une réduction significative de la dispersion statistique de cette valeur. L'effet de l'invention sur le niveau global de contraintes résiduelles est particulièrement remarquable pour des épaisseurs comprises entre 40 et 150 mm et il encore plus net pour des épaisseurs comprises entre 50 et 100 ou même 80 mm.