Brevet FR2032366A1 — publié le 19701127

0646Q i 2032366 La présente invention concerne des aciers trempés à 14 et 16# de chrome, résistant à la chaleur et contenant du cobalt, du silicium, du molybdène.et du tungstène suivant un certain rapport de composition leur donnant une durée d'utilisation plus étendue-5 aux hautes températures. Cet alliage peut aussi contenir du manganèse, du nickel, du vanadium, du niobium et du bore» Il est particulièrement utile pour les équipements utilisés dans le moulage d® précision et destinés à manipuler, former ou entrer en contact avec des matériaux plastiques chauds ou du verre fondu. 10 On a déjà utilisé des aciers à haute teneur en chrome, de » type martensitique (appelés de façon plus générale "aciers inoxydables, résistant aux hautes températures et à la corrosion") que l'on a recommandé depuis longtemps pour la réalisation des pièces de formage ou de travail du verre fondu, au cours des opérations 15 de fabrication d'articles en verre. Un certain nombre de compositions d'aciers de ce type, ainsi que les raisons pour lesquelles on les utilise dans la fabrication des appareils destinés à travailler le verre, sont décrites dans les brevets américains Nos I.449.789 - 1.996.152 - 2.035.364 - 2.057.892. Plus récemment 20 on a utilisé très largement dans l'industrie du verre des aciers martensitiques trempés à 12# de chrome, du type AISI 420 et ACI CA-40, ainsi que des variantes renforcées de ces deux types d'aciers, du fait de la supériorité apparente de leurs performances en matière de durée d'utilisation et de coût. 25 Cependant, on a cherché à améliorer les perfectionnements apportés à ces aciers pour les techniques de pressage du verre et les autres appareils utilisés dans les équipements de manipulation et de formage de matériaux plastiques chauds, tels que le verre fondu (que l'on désignera de façon générale par la suit® 30 sous l'expression "pièces de formage du verre"). Actuellement, ces pièces de formage atteignent couramment des températures superficielles de l'ordre de 705°C environ. Cela signifie que ces parties en acier devraient être soumises à un traitément de recuisson avoi-sinant ou dépassant 705°C, et c'est la structure et les propriétés 35 de l'acier revenu au voisinage de cette température qui sont déterminantes des améliorations apportées aux produits constituant les pièces de formage du verre. Une amélioration que l'on a désiré apporter concerne en particulier la résistance à la corrosion et à l'oxydation aux tempéra- 70 06460 2 2032366 tures élevées pour dépasser celle des aciers trempés à 12# de chrome, de façon à donner de bonnes qualités de surface aux articles en verre, pour des durées d'utilisation plus longues avant qu'il soit nécessaire de procéder à un repolissage de la surface des piè-5 nés. Bien qu'une. augpeat&tien de la teneur en chrose puisse apporter une amélioration Se la résistance à la corrosion et à l'oxydation,. elle tend aussi à déséquilibrer la composition en déplaçant celle-ci vers une microstructure instable;et favoriser l'apparition d'une phase sigma ou de ferrite delta. La première entraîne la 10 fragilité et la dernière affecte de façon négative les propriétés de résistance aux températures élevées et abaisse la résistance à la fatigue thermique qui, à son tour, a pour conséquence une augmentation des possibilités de fissuration superficielle et d'apparition de contraintes thermiques au bout d'une période plus courte 15 d'utilisation. D'autres améliorâtions particulièrement souhaitables sont t la résistance à des températures plus élevées pour améliorer la durée de vie sans provoquer de fissures superficielles et une augmentation de la dureté pour augmenter la résistance de l'acier à 20 l'abrâsion. Bien que l'on ait apporté jusqu'à présent des modifications .dans la quantité de carbone ou que l'on ait ajouté différents constituants dans l'alliage pour modifier les propriétés de résistance et de dureté, aucun des aciers trempés à haute teneur en chrome utilisés jusqu'à présent n'ont donné les améliorations dési-25 rées sans au moins introduire quelque autre faiblesse. Bar exemple, l'augmentation -de la teneur en earfcone,qui permet d'augmenter la : •- • â«re'cs.: ^ a-posé-le problème de la jprssence d'aasténîte après durcissement et/ou la. présence - à 1 ' état eutectique en quantit é , excessive «l'un eutectoïdè de carbure ou à-sa précipitation à l'état coales-30 cent sous forme d'une matrice continue à la frontière des grains de la structure métallurgique. Cette dernière situation introduit une diminution très importante de la ductilité et' une augmentation des possibilités de rupture par fragilité. L'adjonction d'autres constituants à l'alliage, pour améliorer la résistance aux tempéra-, 35 tures élevées ou dans d'autres buts, peut réellement- apporter un sérieux désavantage en produisant une structure métallurgique instable en ajoutant une phase supplémentaire gênante, telle que la ferrite delta, une rétention d'austénite, une phase sigma ou une phase chi. - BAD ORIGINAL 70 06460 5 2032366 Selon la présente invention, il a été mis au point un alliage d'acier trempé à forte teneur en chrome, possédant une composition particulièrement bien équilibrée pour permettre, après revenu à une température supérieure à 595°C, d'obtenir une structure mé-5 tallurgique stable à une température dépassant 733°C et qui soit sensiblement exempte de ferrite delta, de phase sigma ou de réseau de carbures coalescents, ainsi que de rétention d'austénite et qui montre des propriétés particulièrement améliorées de résistance à la température ordinaire et aux températures élevées pouvant attein-10 dre 705°C. Ffer suite de sa teneur plus élevée en chrome, ce nouvel alliage possède une meilleure résistance à la corrosion et à l'oxydation que les aciers à 12# de chrome couramment utilisés jusqu'à présent pour la fabrication des pièces de formage du verre» En conséquence de toutes ces caractéristiques, le nouvel alliage est 15 capable d'assurer une durée d'utilisation plus importante, avec un abaissement très sensible de la fréquence de repolissage en surface desdites pièces de" formage du verre faites à partir dudit alliage ou rendant leur remplacement moins fréquent. En bref, cet alliage est essentiellement constitué en poids 20 # par : 0,20 à 0,35# de carbone, 3 à 6# de cobalt, 0 à 3# de manganèse, 0 à 3,5# de nickel, 0 à 0,1# d'azote, 14 à Ï6# de chrome, 0,1 à 1,5 # de silicium, P,5 à 4,5# de molybdène, 0,3 à 2,5# de tungstène, 0 à I# de vanadium, 0 à 1,5# de niobium, 0 à 0,02 # de bore, le complément à 100 étant apporté par le fer et quelques 25 impuretés en quantité courante, étant en outre entendu qu'il existe entre les différents éléments précités définissant les équivalents nickel et chrome les relations suivantes : a) équivalent de chrome = (# Cr) + 2 x (# Si) + 1,5 x (# Mo) + 0,75 (# W) + 5 (# V) + 1,75 (# Nb) - 19 à 29# et , 30 b) équivalent de nickel =30 (# C) + (# Co) +0,5 (# Mri) + (# Ni) + 25 (# N2) = II à 18#, mais pas inférieur à 0,7143 (équivalent de chrome) - 3*286. En particulier la limite maximum de 16# pour la teneur en chrome pour cette composition d'acier permet d'éviter la formation 35 de la phase gênante de ferrite delta ou de la phase sigma. Dans le cas extrême la ferrite delta est présente pour moins de 10#. Il n'a jamais été détecté de phase sigma. Tandis qu'en augmentant la teneur en chrome au-delà de 16#, ce qui peut paraître avantageux pour augmenter la résistance à la corrosion et à l'oxydation, on a cons 70 06460 4 2032366 taté que l'on augmentait de façon excessive la formation de ferrite delta, ce qui allait à 1'encontre des autres propriétés précitées. L'emploi du cobalt comme constituant essentiel dans cet 5 acier est aussi un élément critique pour l'amélioration des propriétés de celui-ci. Le cobalt n'abaisse pas la température du point Ms aussi nettement que les autres éléments suscitant la phase austénitique, tel que le nickel. En effet, l'àusténite est totalement transformée en martensite pendant la trempe et le reve-10 nu au-delà de 595°C. On a constaté qu'une teneur excessive en cobalt (par exemple 10#) provoque une coloration bleue par l'oxyde de cobalt, assez importante et gênante, sur les produits en verre opaque ou translucide. Il importe donc que la teneur en cobalt ne dépasse pas 6#. 15 La limitation de la teneur en carbone de l'acier selon la présente invention est aussi très importante pour l'amélioration des propriétés. La valeur minimum de 0,2#, compte tenu des autres constituants pour obtenir les caractéristiques améliorées dans la résistance et la dureté, est essentielle. Il est particulièrement 20 critique que le carbone ne dépasse pas 0,35#» sinon une teneur plus élevée entraînerait la formation d'une plus grande quantité . d'hypereutectolde à base de carbures, qui constitue un réseau gênant à la frontière des grains, abaissant très fortement la ductilité. 25 D'une façon générale, les proportions spécifiques indiquées plus haut des différents composants, sont essentielles pour obtenir les caractéristiques améliorées, en particulier en ce qui concerne les propriétés de résistance aux hautes températures. Les éléments pris en considération pour déterminer l'équivalent de 30 nickel tendent à susciter la formation d'austénite, tandis que les éléments pris en considération pour la détermination de l'équivalent de chrome tendent à susciter la formation de ferrite et de carbures. Leur équilibrage évite des structures indésirables et ayant des effets négatifs sur les propriétés. Par exemple, l'équi-35 valent de nickel maximum pour obtenir un alliage martensitique résistant est très important, et l'équivalent de chrome maximum, ainsi que 1*équivalent de nickel minimum sont très importants pour éviter la formation de ferrite delta et d'un réseau de carbures. Il faut en outre noter que certains avantages supplémentai- lÂD ORIGINAL 70 06460 5 2032366 res peuvent être obtenus par l'apport d'additifs complémentaires, par exemple l'inclusion d'au moins 0,003# de bore abaisse la tendance des carbures en frontière de grains à donner lieu au phénomène de coalescence, améliorant de ce fait la ductilité. Il est 5 souhaitable d'utiliser au moins 1,2# de .manganèse dans l'acier, quand il est destiné à réaliser des objets par moulage. De même, il est jugé désirable d'introduire 0,1# de vanadium lorsque l'acier est destiné à être employé pour les pièces de formage du verre. 10 Si l'on désire en particulier obtenir un alliage stable, » apportant une structure trempée et revenue exempte ou contenant très peu de ferrite delta (moins de 5#) et ne contenant pas de quantité notable.de carbures coalescents, on peut réaliser un alliage contenant essentiellement en poids : 0,20 à 0,j53# de carbo-15 ne, 3*7 à 5# de cobalt, 0 à 2# de manganèse, 0 à 3# de nickel, 0,08# d'azote au maximum, 14 à 15*5# de chrome, 0,1 à I# de silicium, 0,7 à 3*6# de molybdène, 0,5 à 2# de tungstène, 0 à 0,7# de vanadium, 0 à 1,5# de niobium, 0 à 0,02# de bore, 0,025# de soufre au maximum, 0,03# de phosphore au maximum, le complément étant 20 apporté par le fer et des impuretés à l'état de traces, les éléments précités étant combinés de façon à réaliser les équivalents de chrome et de nickel définis par les formules suivantes : a) équivalent de chrome » (# Cr) + 2(# Si) +1,5 (# Mo) + 0,75 (# W) + 5 (# V) + 1,75 (# Nb) » 20 à 27# et, 25 b) équivalent de nickel * 30 (# C) + (# Co) + 0,5 (# Mn) + (# Ni) + 25 (# N2) - 14 à 17# ( ou même 18# ), mais pas inférieur à 0,7143 (équivalent de chrome) - 2,286. Les caractéristiques structurelles de cet alliage d'acier, lorsqu'il est revenu à une température supérieure à 595°C, assu-'30 rent une amélioration de la résistance aux hautes températures et en particulier de la résistance aux ruptures à 705°C, qui permet une augmentation de la durée d'utilisation des pièces de formage du verre sans qu'apparaissent de contraintes thermiques. En particulier on pourra utiliser un alliage contenant en 35 poids : 0,24 à 0,32# de carbone, 4,-1 à 4,9# de cobalt, 1,2 à 1,8# de manganèse, 0,8# de nickel au maximum, 0,08# d'azote au maximum, 14,5 à 15,5# de chrome, 0,2 à 0,8# de silicium, 1,2 à 1,8# de molybdène, 0,6-à 1,2# de tungstène, 0,2 à 0,7# de vanadium, 0 à 1,5# de niobium, 0 à 0,02# de bore, 0,025# de soufre au maximum, 70 06460 6 2032366 0,03# de phosphore au maximum, le reste de la composition étant constitué par du fer et des impuretés à l'état de traces. Les différents éléments précités sont introduits en proportions, telles que l'on aboutisse à un équivalent de chrome se situant entre 14 5 et 17#, et dans tous les cas pas inférieur à 0,7143 x (équivalent de chrome) - 2,286. L'acier ainsi obtenu présente des variations de composition chimique (à l'intérieur des limites indiquées plus haut) provoquant des variations les moins sensibles des propriétés. Un autre alliage excellent, présentant des caractéristiques 10 de résistance exceptionnelles, après trempe et revenu au-dessus de 595°C, contient essentiellement.en poids : 0,20 à 0,2f# de carbone, 4,1 à 4,9# de cobalt, 1,2 à 1,8# de manganèse, 2,1 à 2,9# de nickel, 0,08# d'azote au maximum, 14,5 à 15*5# de chrome, 0,2 à 0,8# de silicium, 3 à 3,6# de molybdène, 1,3 à 1,9# de tungstène, 15 0,1 à 0,6# de vanadium, 0 à 0,02# de bore, 0,025# de soufre au maximum, 0,03# de phosphore au maximum, le complément étant apporté par du fer et d'autres impuretés à l'état de traces. Les éléments précités entrent dans des proportions telles que l'équivalent de chrome se situe entre 20 et 27# et l'équivalent de nickel se situe 20 entre 14 et 17# et jamais en dessous de 0,7143 x (équivalent de chrome) - 2,286. La préparation du nouvel alliage d'acier et des pièces faites en cette matière peut.être réalisée par tous les procédés classiques employés pour les aciers trempés à forte teneur en chrome. 25 Par exemple, l'acier peut être préparé par fusion à l'arc électrique ou par induction. Si on le désire la fusion peut être réalisée sous vide ou dans une atmosphère inerte. Les pièces obtenues peuvent être formées par coulée ou par travail à chaud des pièces. Cependant, il peut sembler préférable d'utiliser les techniques de 30 coulée de précision pouï1 faire les pièces de formage du verre, de façon à éliminer les opérations d'usinage qui sont d'un prix élevé et que nécessitent les articles faits par coulée au sable ou par travail à chaud. Bien que la ségrégation de l'alliage tende à être un élément qui cause des difficultés lorsque l'on veut couler des 35 éléments de grande épaisseur, on peut obtenir, de bons résultats pour des pièces présentant des épaisseurs allant jusqu'à 50mm environ, épaisseur qui convient très bien'pour le dessin de la plupart des pièces de moulage. Bien qu'un refroidissement particulier des moules soit souhaitable pour couler des pièces d'une épaisseur 70 06460 7 2032366 _ supérieure à 25mm, on a constaté que l'on pouvait aller jusqu'à I9mm d'épaisseur de coulée sans problèmes particuliers de refroidissement, ni de ségrégation. Le traitement thermique de l'acier ainsi obtenu comporte le 5 processus classique de phases et de conditions (y compris le traitement austénitique, la trempe et la recuisson) pratiqué jusqu'à présent pour l'obtention des aciers trempés à forte teneur en chrome. Il est indiqué ci-après quelques détails qui ont semblé particulièrement utiles pour l'acier selon la présente invention, 10 mais qui n'ont pas de caractère limitatif. Pour les pièces moulées, il est préférable de les soumettre à un traitement d'homogénéisation et d'affinage. Ceci peut être obtenu par chauffage entre 900 et 980°C environ, pendant deux heures au moins, puis en procédant à un refroidissement par l'air. A 15 titre facultatif il peut paraître bon, après ce traitement initial, que les pièces refroidies à l'air soient réchauffées à une température se situant entre 595°C et 746°C environ, pour réaliser une structure homogénéisée par revenu avànt de démarrer le traitement austénitique. 20 On commence ce traitement en procédant à un préchauffage (en particulier pour des pièces moulées par coulée homogénéisée qui n'ont pas subi la phase de revenu indiquée plus haut dans le traitement d'homogénéisation), qui comporte de préférence un chauffage à une température intermédiaire se situant entre 650°C et 25 7^6*0 «aviron, pendant environ une demi-heure. Puis la pièce en acier est chauffée à partir de la température ambiante jusqu'à une température de transformation austénitique se situant entre 900* et 1010°C environ, pendant une durée pouvant atteindre une demi-heure où davantage. Il faut éviter des températures de trai-30 tement austénitique par trop élevées, car 1'austénite deviendrait stable et ne se transformerait plus en la structure désirée pendant le processus de traitement thermique ultérieur. Le domaine "de températures d'austénisation est, par conséquent, choisi de façon déterminée pour aboutir au résultat le meilleur amenant l'a-j55 cier dans le domaine à deux phases austénite + carbures, plutôt que dans le domaine à une seule phase austénite ou dans le domaine à deux phases austénite + ferrite. ' . " " La trempe est réalisée par refroidissement à l'air à partir delà température d'austénisation. Evidemment, on peut procéder à gÂD ûFtiûtNAL 70 06460 8 2032366 une trempe à l'huile ou une trempe forcée à l'air, à volonté. Finalement les pièces en acier trempé sont soumises à un traitement thermique de revenu, et de préférence, effectué en plusieurs étapes. Pour ce faire, on réchauffe à une température se situant en-5 tre 595°C et 760°C l'acier, pendant deux heures au moins, puis on le refroidit à l'air, et l'on répète successivement ce cycle de réchauffement et de refroidissement. Le revenu au-dessus de 760°C peut provoquer un retour partiel à 1'austénite, ce qui doit être évité à tout prix. 10 Bien que le processus de traitement thermique précité soit applicable en particulier pour la fabrication de pièces de formage du verre, faites à partir de l'acier selon l'invention, ce dernier peut être utilisé pour d'autres applications en choisissant le traitement thermique le plus approprié. Par exemple, l'acier sou-15 mis au traitement thermique précité peut servir à fabriquer certai nés parties d'appareils de moulage en métal. Cet acier peut aussi servir à faire des poinçons, par des revenus successifs à des températures se situant entre 205° et 400°C. Cependant, avant d'effec tuer ce revenu à basses températures, il est souhaitable de sou-20 mettre l'acier à un refroidissement en dessous de 0°C, en particulier en plaçant sa température aux environs de - 74°C, pour transformer toute l'austénite maintenue en rétention, qui sinon aurait été éliminée par la température de revenu plus élevée pratiquée pour les pièces de formage du verre. 25 Le Tableau I indique les compositions en poids % de dix exemples d'alliages selon la présente invention, qui ont subi le traitement thermique suivant : Chauffage à 955°C environ pendant deux heures, refroidissement à l'air,maintien à 677°C pendant une demi-heure, nouveau chauffage à 955°C pendant une dèmi-heure, re-30 froidissement à l'air, revenu à 733 °C environ au moins deux fois pendant deux heures pour chaque cycle, et refroidissement à l'air après chaque cycle de revenu. Le Tableau I indique aussi les compositions en poids % d'un acier couramment utilisé, AISI type 420, et d'un acier au 35 chrome, type 440A, utilisé à titre expérimental pour des pièces de formage du verre, ledit acier ayant été soumis au traitement thermique suivant : Recuisson à,900°C environ pendant cinq heures, refroidissement au four à la vitesse de 25°C par heure jusqu'à 595°C puis refroidissement à l'air, traitement austénitique à IOIO°C eh- acier Co Mn Ni N„ Cr Si Mo W Nb Fe Cl C5 C5NB C6 C6NB C9 Tableau I CIO ClOB 0.32 0.29 0.29 0.24 0.24 0.26 4.48 4.40 4.40 4.40 4.40 4.20 1.59 1.67 1,67 1.25 1.25 1.45 10.2 2.50 2.50 0.05 0.06 0.06 0.05 0.06 0.06 0.02 14.9 15.2 15.2 15.4 15.4 15 .T> 0.54 0.57 0.57 0.43 0.43 0.30 1.15 1.30 1.30 3.30- 3.30 1.12' 0.76 0.90 0.90 1.30 1.30 0.90 0.53 0.63 0.63 0.55 0.55 0.65' 1.05 1.13 trace trace trace trace trace ■ * tra€e bal. bal. bal. bal. bal. bal.. Cr Equfo 20.9 22.1 24.0 24.9 26.9 21.2 Ni Eauiv. 16.4 15.4 15.2 16.2 16.2 13.3 14.0 14.0 14.9 15.5 16.9 14.0 0.26 4.10 1.40 2.20 0.04 14,6 0.38 3.20 0.80 0.65 trace bal. 24.0 14.9 0.28 3.96 1.62 1.96 0.03 15.2 0*88. 3.20 0.89 0.68 0.003 bal. 25.8 15.9 16.1 Cil 0.26 4.20 1.45 2.20 0.05 15.1 1.04 3.20 0.80 0.65 trace bal. 25.8 16.2 16.1 C12 Mod. 420 0.25 4.53 1.50 2.67 0.03 14.7 0.49 3.05 1.57 0.25 trace bal. 22.7 16.2 14.0 .30 - .40 1.00 max. 0.50 max. 12 - 14 0.75 max. .90 - 1.10 .60 - .80 bal. ca. 18 ca. 12• ca. 10.6 440A 60 - .75 1.00 max. 16 - 18 1.00 max. 0.75 max. bal. ca.19 ca. 22 ca. 11.3 ^4 O O O O* o MD K> O UJ NJ O 70 06460 10 2032366 viron pendant cinq heures, refroidissement à l'air, revenu deux fois à 7l8°C pendant sept heures pour le premier cycle, et huit heures pour le second, et refroidissement à l'air après chaque cycle de revenu. Les traitements thermiques appliqués à ces deux 5 aciers connus correspondent à la pratique standard pour leur utilisation aux températures élevées. Il faut noter deux autres facteurs concernant les chiffres fournis dans le Tableau I. Dans tous les cas où il est indiqué que le fer est ajouté en complément à la composition, ceci veut dire 10 que sont comprises les quantités d'impuretés admises en proportion normale permise, c'est-à-dire 0>025# de soufre au maximum et 0,03# de phosphore au maximum. L'indication de la valeur minimum d'équivalent de nickel est basée sur la formulation la plus souhaitable égale à au moins l4# et, dans tous les cas, pas inférieure à 15 0,7143 x (équivalent de chrome) - 2,286. Ainsi, bien que l'équivalent de nickel des aciers C6Nb, C9 et ClOB soit inférieur au minimum indiqué, la valeur correspondante se trouve à l'intérieur de la définition I& plus large de l'invention, où l'équivalent de nickel est égal à II# au moins, mais n'est pas inférieur à 0,7143 20 x (équivalent de chrome) - 3,286. Dix des aciers contenus dans le Tableau I, traités thermi-quement, ont été essayés pour déterminer la valeur moyenne de leur dureté Rockwell C ( Rc ) aux températures ordinaires et leur résistance au fléchissement par pouce carré (6,45 cm2) à 0,2# de 25 décentrage (0,02 YS), la résistance à la traction par pouce carré (6,45 cm2) ( UTS ) et 11élongation en # pour un barreau de I pouce (25,4 mm) de long ( # EL ), à trois températures différentes. Les chiffres correspondant à ces essais sont portés dans le Tableau II et mettent en valeur la supériorité évidente, quant à la résistan-30 ce, des aciers selon la présente invention. En particulier, les aciers C6 et CI2 sont particulièrement significatifs du domaine de compositions optimum assurant les plus grands avantages, à la fois pour la résistance et la dureté, qui sont obtenus par une teneur plus élevée en nickel, en molybdène et en tungstène. L'acier 35 C5 est particulièrement représentatif du domaine de compositions le moins sensible aux variations de compositions de l'acier, d'un traitement thermique à l'autre. 1 70 06460 ii 2032366 TABLEAU__II î Acier • 4 Rc 0,2 YS UTS » % EL : 1 • • • • • • • • • • • • • s à là température ordinaire : : 05 24 92.500 129.000 " ! : C5Nb 22 93.000 122.000 10 : c6 - 32 107.000 159.000 8 : : CôNb 34 116.000 151.000 4 : : C9 24 80.900 III.000 *7 i : CIO 33 103.600 147.000 7 : Cil 33 100.500 145.500 6 : CI2 36 115.000 173.000 5 ÎMod. 420 22-25 79.400 113.500 16 : 440A 22-25 78.600 113.300 18 ! à 595° C : C9 — 45.300 55.500 27 * CI2 — 73.000 88.000 18 :Mod. 420 — . 35.500 43.800 39 | 440A — 43.200 50.500 21 *: à 705°C i C9 — 19.800 26.100 28 : CIO — 21.900 33.800 36 : CI2 — 31.400 48.000 39 § :Mod. 420 — 17.300 25.500 59 : 440A — 16.900 23.800 63 : 70 06460 12 2032366 Les huit aciers selon lfinvention, représentés sur le Tableau I, et l'acier type 420 modifié, chacun soumis au traitement thermique indiqué, ont aussi été essayés du point de vue des contraintes de rupture à 705°C environ, pour déterminer la charge 5 constante appliquée par poucè carré qui pourrait provoquer la rupture dans un test de durée de vie de 10 heures et de 100 heures. Les chiffres résultant ont été rassemblés dans le Tableau III. TABLEAU__III Contraintes de rupture à 705°C 10 Contraintes après Contraintes après IOh de durée de vie IOOh de durée de vie C5 16.000 12.000 C5Nb 16.000 12.000 C6 28.500 24.000 15 C6Nb 21.500 18.000 C9 12.500 8.500 CIO 18.000 14.500 Cil 16.000 12.000 CI2 28.500 24.000 20 Modi 420 10.000 6.500 La supériorité des aciers selon la présente invention, aux tests de rupture est particulièrement apparente dans ce tableau. En outre une fois de plus les aciers C6 et CI2 soulignent le domaine de compositions optimum pour obtenir les caractéristiques de 25 résistance aux températures élevées, provenant de leur haute teneur en nickel, molybdène et tungstène. L'acier C9 ne montre qu'une très faible amélioration de ces propriétés, dÛe au fait que son équivalent de nickel est inférieur à l'équivalent de nickel minimum jugé souhaitable. 30 Les trois aciers dont les compositions sont reportées dans le Tableau IV ci-après, n'appartiennent' pas à la présente invention et montrent le caractère critique de la nécessité des compositions équilibrées selon la présente invention. Ils ont subi un traite 70 06460 15 2032366 ment theimique sensiblement identique à celui appliqué aux exemples de l'invention. Il n'a été effectué aucun essai des propriétés mécaniques sur ces trois aciers, car l'analyse microstructurelle a indiqué très clairement la faiblesse de leurs propriétés. Les 5 valeurs de l'équivalent de nickel minimum portées dans le Tableau IV reposent sur l'obligation générale que l'équivalent de nickel minimum soit au moins égal à II#, mais pas inférieur à 0,7143 x (équivalent de chrome) - 5,286. L'acier C2 présente une quantité excessive de ferrite delta, 10 de l'ordrefde 50#. On peut voir sur le Tableau IV que l'équivalent de nickel minimum nécessaire pour obtenir une bonne structure et de bonnes propriétés de cet acier C2 est de 17,5#. Cependant, l'équivalent de nickel réel de l'acier C2 n'est que de 16,5#. TABLEAU__.IV 15 20 25 C2 C5 C4 Ï c 0,55 0,56 0,55 ! co 4,50 4,50 4,17 : Mn 1,59 1,55 1,64 ; Ni . 2,25 2,26 : N 0,06 0,06 0,09 l Cr 16,0 15,7 17,8 : Si 0,70 0,72 0,80 1 Mo 5,90 5,70 5,85 : W 1,76 1,66 1,70 î v 0,91 0,89 0,89 : Fe+ bal. bai. bal. \ Ni Equiv. 16,5 I?,6 20,0 : Cr Equiv. 29,1 28,4 50,9 Min. Ni Equiv. 17,5 17,0 18,8 50 +y compris les autres impuretés admises en quantité normale 70 06460 ik 2032366 L'acier C3 présente une quantité assez notable de carbures coalescents dans un réseau continu au niveau de la frontière des grains. Ceci est la conséquence de la teneur excessive en carbone et de la quantité relativement élevée de chrome dans cet acier, 5 par rapport à ceux de la présente invention. L'acier C4 présente environ 10# de ferrite delta et 20# environ d'un réseau très grossier de carbures coalescents. Dans ce cas les équivalents de chrome et de nickel dépassent tous les deux les limites nécessaires pour obtenir une bonne structure et de 10 bonnes propriétés. 70 06460 15 2032366 - REVENDICATIONS - 1°) Alliage à base d'acier dont la composition pondérale contient essentiellement : 0,2 à 0,35# C, 3 à 6# Co, 0, à 3# Mn, 0 à 3,5#Ni, 0 à 0,1# N2, 14 à 16# Cr, 0,1 à 1,5# Si, 0,5 à 4,5# Mo, 0,3 à 2,5# 5 W, 0 à I# V, 0 à 1,5# Nb, 0 à 0,02# B, le complément étant constitué par du fer et quelques impuretés à l'état de traces, caractérisé par le fait que les proportions des éléments "ci-dessus sont définies par les relations ci-après relatives aux équivalents de nickel et 10 a) équivalent de chrome = (# Cr) + 2 x (# Si) + 1,5 x (# Mo) + 0,75 (#W) + 5 (# V) + 1,75 (# Nb) = 19 à 29#, et b) équivalent de nickel = 30 (#C) + (# Co) +0,5 (# Mn) + (# Ni) +25 (# N2) = II à 18#, mais pas inférieur à 0,7143 (équivalent de chrome) - 3,286. 15 2°) Alliage selon la revendication I, caractérisé par le fait que le bore (B) est présent pour au moins 0,003#. 3°) Alliage selon la revendication I, caractérisé par le fait que le manganèse (Mn) est présent pour au moins 1,2#. 4°) Alliage selon la revendication I, caractérisé par le fait que 20 le vanadium (V) est présent pour au moins 0,1#. 5") Alliage selon la revendication I, caractérisé par le fait qu'il contient : au plus 0,33# C, 3>7 à 5# Co, au plus 2# Mn, au plus 3# Ni, au plus 0,08# Ng, 14,5 à 15,5# Cr, au plus I# Si, 0,7 à 3,6# Mo, 0,5 à 2# W, au plus 0,7# V, au plus 0,025# S, au plus 25 0,03# P» 20 à 27# en équivalent Cr, 14 à 17# en équivalent Ni, mais pas inférieur à 0,7143 (équivalent de" Cr) - 2,286. 6°) Alliage selon la revendication 5, caractérisé par le fait que le bore (B) est présent pour au moins 0,003#. 7°) Alliage selon la revendication 5, caractérisé par le fait que 30 le manganèse (Mn) est présent pour au moins 1,2#. 70 0646*) 2032366 8®) Alliage selon la revendication 5, caractérisé par le fait que le vanadium (V) est présent pour au moins 0,1#. 9°) Alliage selon la revendication 5, caractérisé par le fait qu'il contient 0,24 à 0,32# C, 4,1 à 4,9# Co, 1,2 à 1,8# Mn, au plus 0,8# Ni, 0,2 à 0,8# Si, 1,2 à 1,8# Mo, 0,6 à 1,2# W et au moins 0,2# V. 10°} Alliage selon la revendication 5, caractérisé par le fait qu'il contient au plus 0,27# C, 4,1 à 4,9# Co, 1,2 à 1,8# Mn, I à 2,9# Ni, 0,2 à 0,8# Si, au moins 3# Mo, 1,3 à 1,9# W, et 0,1 à 0,6# V. 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