Brevet FR2436825A1 — publié le 19800418

La présente invention concerne un nouvel acier de décolletage présentant une-anisotropie réduite des propriétés mécaniques et une bonne aptitude au forgeage à froid. L' invention concerne également un procédé préférable de préparation de l'acier de décolletage par coulée continue L'invention s'applique à divers aciers tels que l'acier non allié pour constructions mécaniques, l'acier au manganèse, l'acier au chrome, l'acier au molybdène, l'acier au chrome-molybdène, 1' acier au nickel-chrome, l'acier au nickel-chrome-molybdène, l'acier au manganè'se-chrome et l'acier au nickel-molybdène. On a utilisé à ce jour le soufre comme élément améliorant 1' aptitude à l'usinage des aciers. Les aciers de décolletage au soufre présentent l'inconvénient d'avoir une anisotropie accrue des propriétés mécaniques et une aptitude réduite au forgeage à froid par rapport aux aciers de composition fondamentale. Ces défauts sont dus à un allongement des sulfures provoqué par le soufre lors du laminage de l'acier. On s'est efforcé d'éviter l'allongement des sulfures lors du laminage et on a proposé une solution qui consiste à ajouter une certaine quantité de titane ou de zirconium à l'acier. Cependant, on a constaté que l'addition de ces éléments à un acier de décolletage au soufre a des résultats défavorables qui sont un accroissement de la dureté des sulfures nuisant à l'aptitude à 1' usinage et une diminution de la pureté par suite de la formation de carbures, de nitrures et d'oxydes. L'invention a- pour objets un acier de décolletage amélioré présentant une anisotropie réduite des propriétés mécaniques par inhibition de l'allongement des sulfures lors du laminage et conservant la bonne aptitude à 1' usinage des aciers de décolletage classiques au soufre un acier de décolletage ayant une bonne aptitude au forgeage à froid ; et un procédé préférable pour préparer l'acier de décolletage précité. L'invention repose ourla découverte par la demanderesse que lorsqu'on ajoute du tellure à un acier de décolletage au soufre en une quantité telle que le rapport Te %/S % soit d'au moins 0,01, et de préférence de 0,04 ou plus, l'allongement des sulfures est remarquablement inhibé et par conséquent l'anisotropie des propriétés mécaniques diminue et que de plus l'acier présente une bonne aptitude au forgeage à froid tout en possédant une aptitude à l'usinage égale ou parfois même supérieure à celle d'un acier de décolletage au soufre classique. L'invention sera mieux comprise à la lecture de la description qui suit faite en regard des dessins annexés dans lesquels - la figure 1 montre l'effet du rapport Te %/S % sur la forme des particules de sulfures dans le cas d'une coulée en lingots - les figures 2A, 2B, 2C et 2D sont des photomicrographies montrant la distribution des sulfures - la figure 3 illustre l'effet du rapport Te %/S % sur l'afin sotropie de la résistance à la fatigue - la figure 4 illustre l'effet du degré d'allongement (rapport longueur/largeur) des sulfures sur l'anisotropie de la résistance à la fatigue ; et - la figure 5 illustre l'effet du rapport Te %/S % sur la forme des particules de sulfures dans le cas de la coulée continue.. Les modes de réalisation préférés de l'invention vont maintenant être décrits. L'acier de décolletage de l'invention est constitué fondamentalement de : jusqu'à 0,6% de carbone, jusqu'à 2,5% de silicium, jusqu'à 2,0% de manganèse, jusqu'à 0,40% de soufre, jusqu'à 0,10% de tellure, le rapport Te %/S % étant d'au moins 0,01, le reste de la composition tant constitue essentiellement de fer. L'acier préférable contient 0,04 à 0,4E de soufre, 0,003 à 0,030 % de tellure et le rapport Te %/S % est de 0,04 ou plus. L' acier ayant cette composition possède les propriétés désirées quel que soit le procédé de fabrication. Les rôles des éléments d'alliage précités et l'effet de la composition sont les suivants C : jusqu'à 0,6 % Le carbone est essentiel pour assurer la résistance mécanique à l'acier. Une teneur trop élevée dépassant 0,6% altère la ténacité qui est une propriété importante d'un matériau de construction. Si : jusqu'à 2,5%, de préférence jusqu'à 0,5% On ajoute le silicium comme élément désoxydant aux aciers. I1 évite la formation de défauts à la surface de la fonte d'acier, il renforce la phase de ferrite et il accroît la résistance au recuit. Comme un excès de silicium altère la plasticité, on doit limiter la teneur à 2,5% et de préférence à 0,5%. Mn : jusqu' 2,0 Le manganèse accroît l'aptitude au durcissement, augmente la résistance mécanique et de plus forme des sulfures tels que MnS, qui empêchent la fragilisation thermique. Cependant si sa teneur est trop élevée, il réduit l'aptitude à l'usinage et par conséquent on l'utilise à une teneur d'au plus 2,0%. S : jusqu'à 0,4%, de préférence de 0,04 à 0,4% Comme précédemment indiqué le soufre améliore l'aptitude à l'usinage de l'acier et il est généralement nécessaire pour que l'effet d'amélioration de l'aptitude à l'usinage soit suffisant, que la teneur soit de 0,04% ou plus. Comme une teneur élevée réduit l'aptitude au forgeage à froid, la limite supérieure fixée est de 0,4%. Te : jusqu'à 0,1%, de préférence de 0,003 à 0,03% Lorsqu'un acier contient jusqu'à 0,4% de soufre, il est nécessaire d'ajouter au moins 0,003% de tellure pour éviter de façon efficace l'allongement de sulfures tels que MnS. La présence d'une telle teneur en tellure réduit l'anisotropie de la résistance mécanique et améliore l'aptitude à l'usinage. Cependant comme dans le cas du soufre, une teneur trop élevée en tellure réduit l'aptitude à l'usinage à chaud et la diminution de l'anisotropie des propriétés mécaniques n'est pas aussi importante qu'on peut l'espérer. Donc la limite supérieure de la teneur est fixée à 0,10% et de préférence à 0,03% et mieux à 0,025%. Te %/S % : au moins 0,01, de préférence 0,04 ou plus. Pour éviter l'allongement des sulfures le rapport Te %/S % doit être de 0,01 ou plus dans le cas de la coulée continue qui constitue un mode de coulée désirable et de 0,04-ou plus dans le cas de la coulée en lingots. Comme le tellure est une matière relativement couteuse, il est avantageux du point de vue économique de l'utiliser en une quantité aussi faible que possible. L'accroissement de l'effet obtenu par l'elevation de la teneur en tellure est si faible pour un rapport Te %/S % supérieur à 0,04, qu'il est souhaitable d'utiliser le tellure en une quantité ne dépassant pas ce rapport. Si on le désire on peut ajouter àla composition fondamentale précitée, les éléments d'alliage suivants Cu : jusqu 2,0%. Le cuivre améliore la résistance aux-intempéries et l'aptitude au durcissement structural. Une teneur nettement supérieure à 2,0 % provoque une fragilisation thermique qui nuit à l'aptitude à l'usinage à chaud. Ni : jusqu'à 5,0 % Le nickel accroît l'aptitude au durcissement ce qui facilite le traitement thermique des éléments de grande taille et empêche la fragilisation à basse température. Pour une teneur supérieure à 5,0% on observe un abaissement très important du point Ms et il devient difficile d'obtenir un durcissement suffisant. Cr : jusqu'à 5,0 % On ajoute du chrome pour améliorer l'aptitude au durcissement, la résistance au recuit et l'aptitude au durcissement secondaire. Le point Ms est extrêmement abaissé en présence d'une quantité importante de chrome si bien qu'il devient difficile d'obtenir un durcissement suffisant et la teneur limite est de 5,0 %. Mo : jusqu'à 3,0% L'addition du molybdène améliore l'aptitude au durcissement. Pour éviter une diminution -importante de la plasticité de l'acier, cette teneur doit être de 3,0% ou moins. Al : jusqu a 2,0%. L'aluminium est un agent désoxydant puissant et de plus on 1' ajoute pour éviter le grossissement des grains et émaliorer l'aptitude à la nitruration. D'autre part si on en ajoute trop, il réduit l'aptitude à l'usinage et la fluidité de l'acier fondu. Donc une limite supérieure de 2,0% est appropriée. W : jusqu'à 3,0 %. La présence du tungstène améliore l'aptitude au durcissement, la résistance au recuit et l'aptitude au durcissement secondaire. Pour conserver la plasticité de l'acier, la teneur en tungstène ne doit pas dépasser 3,0 %. V : jusqu'à 2,0 %. L'addition du vanadium a pour but d'améliorer l'aptitude au durcissement secondaire et d'obtenir des grains fins. Par suite de la diminution de la plasticité et de l'aptitude au durcissement que l'on observe pour une teneur plus élevée, la limite supérieure de la teneur en vanadium est de 2,0 %. Co : jusqu'à 5,0 %. La présence du cobalt améliore la ténacité, la résistance à l'usure et la dureté à température élevée. Une teneur de 0,5 % ou moins provoque ces améliorations sans abaisser l'aptitude au durcissement. Nb : jusqu'à 0,5%, Ti : jusqu'à 0,5%, Ta : jusqu'à 0,5%, Zr : jusqu'à 0,5%. Ces éléments sont utiles pour obtenir des grains fins. Cepen dans des teneurs supérieures à 0,5% ne produisent pas d'effet additionnel et des matières non dissoutes demeurent dans l'acier ce qui conduit à des résultats indésirables. B : jusqu'à 0,010 %. Le bore accroît l'aptitude au durcissement. Pour éviter une fragilisation et une diminution de l'aptitude au travail à chaud, la teneur doit être de 0,010% ou moins. Pb : jusqu'à 0,4%, Bi : jusqu'à 0,4%, Se : jusqu'à 0,4% et Ca : jusqu'à 0,010 t. Ces éléments sont utiles pour améliorer l'aptitude à l'usinage Les limites supérieures indiquées permettent de maintenir des valeurs élevées de la résistance mécanique ou de l'aptitude au travail à chaud de l'acier. La teneur en oxygène des'acier de décolletage de l'invention ne dépasse pas de préférence 0,0030 %. L'oxygène se combine avec l'aluminium, le silicium ou le man ganèse pour former leurs oxydes et une portion des oxydes demeure dans l'acier. Ces oxydes résiduels réduisent la qualité de l'acier et par conséquent lorsqu'on désire une qualité supérieure, il est souhaitable de réduire la teneur en oxygène par exemple par dégazage. Comme précédemment indiqué, l'invention concerne également un procédé préférable pour fabriquer des lingots d'acier ayant la composition ci-dessus. Le procédé est caractérisé par le fait qu'après avoir ajusté la teneur en soufre de l'acier fondu à une valeur prédéterminée dans un four ou une poche7 on ajoute la quantité nécessaire de tellure et si on le désire une certaine quantité de plomb, de bismuth et/ou de calcium dans la poche ou cuve de coulée pour disperser uni formément les éléments ci-dessus dans l'acier fondu. On préfère introduire gaz oxydant dans l'acier fondu pour l'agiter afin que les particule des inclusions non métalliques de grande taille flottent et se sépa rent. On peut effectuer l'addition précitée dela quantité determi- née de tellure et éventuellement de plomb, de bismuts et/ou de calcium pendant l'agitation. Ceci provoque une distribution plus uniforme des éléments dans l'acier. On coule ensuite l'acier fondu ainsi préparé en lingots, de préférence par coulée continue. En général on applique la coulée continue à des variétés de plus en plus nombreuses d'aciers en rai son de sa productivité élevée et de l'uniformité de la qualité des produits coulés. Cependant l'acier de décolletage au soufre pose un problème car il se produit souvent des fissures à l'intérieur des coins des lingots ce qui altère la qualité des produits. De plus les brames et les billettes produites par coulée continue présentent une résistance mécanique insuffisante car elles sont soumises à un taux de forgeage global inférieur à celui de leurs équivalents fabriqués par coulée classique de lingots.Si un acier est destiné à une utilisation nécessitant une résistance mécanique plus élevée, on doit soumettre le produit à un forgeage suffisant pour détruire les cristaux primaires formés par la coulée. Par conséquent on doit soumettre à un forgeage important les brames et les billettes produites par coulée continue et par conséquent, bien que l'allongement des sulfures lors du laminage soit plus faible dans le cas d brames et des billettes fabriquées par coulée continue que dans celles fabriquées par coulée en lingots, l'allongement des sulfures est si important que l'anisotropie de l'acier s'accroit et l'aptitude à l'usinage diminue. Donc pour améliorer les propriétés des brames et des billettes fabriquées par coulée continue, il est nécessaire d'améliorer les propriétés des sulfures qu'elles contiennent. De façon inattendue la demanderesse a découvert que la fonte d'acier produite par coulée continue ne présente pas les fissures internes et l'allongement des sulfures lors du forgeage qui viennent d'être décrits lorsqu'elle contient du tellure en une quantité choisie selon l'invention pour que le rapport Te %/S % soit d'au moins 0,01. On obtient ainsi une diminution de l'anisotropie de la résistance mécanique, une bonne aptitude au forgeage à froid et une amélioration de l'aptitude à l'usinage. La coulée continue constitue donc un procédé approprié pour la préparation de l'acier de décolletage de l'invention. L'invention est illustrée par les exemples non limitatifs suivants. EXEMPLE 1 (coulée en lingots) On prépare des lingots ayant les compositions indiquées dans le tableau 1 par ajustement des teneurs des éléments d'alliage autres que le tellure, le bismuth et le calcium d'aciers fondus dans un four à arc, puis on coule ces aciers fondus dans une poche. On agite les aciers fondus par insufflation d'argon à travers un bouchon poreux placé au fond de la poche et on ajoute du tellure en diverses quantités correspondant aux teneurs en soufre pour obtenir un rapport Te %/S % d'au moins 0,04. On ajoute ensuite à certains lots certaines quantités de plomb, de bismuth et de calcium. Si on le désire, on peut ajouter le tellure, le bismuth, le plomb et le calcium aux courants d'aciers fondus lors de leur coulée dans la poche. On coule ensuite les aciers fondus en lingots de 1,3 tonne par coulée par le pied. On peut ajouter le tellure, le plomb et le bismuth aux courants d'aciers fondus à couler. On lamine ensuite les lingots à chaud à une température de finissage de 9500C ou plus pour obtenir un taux de forgeage d'environ 12 ou plus. On prélève des échantillons des aciers produits ainsi obtenus pour les soumettre à divers essais 1 Forme des sulfures. On examine les inclusions de sulfures de l'acier et on mesure dans un champ microscopique déterminé la longueur (L) et la largeur (1) de 200 particules de sulfures. Les moyennes du rapport L/1 figurent dans le tableau 1. Comme le montre la figure 1, pour des rapports Te %/S % supérieurs à 0,04, on obtint un rapport L/1 des particules de sulfures de 5 ou moins. Les figures 2A, 2B, 2C et 2D sont des photomicrographies illustrant la forme des particules de sulfures de certains des échantillons précités après laminage à chaud (taux de forgeage : environ 12). Les échantillons sont les suivants Figure Marque de l'acier Essai nO 2A SMn 21 9 2B SMn 21 12 2C SCM 22 25 2D SCM 22 28 Les figures montrent que les tableaux de l'acier de l'invention sont sous forme d'un fuseau tandis que ceux des aciers classiques sont très allongés dans la direction du laminage. Dans les tableaux les astérisques indiquent les exemples témoins. Le symbole "L/1" désigne le rapport d'aspect des particules de sulfures. Les valeurs JIS définissant les compositions des aciers des tableaux sont les suivants : JIS Marque de l'acier Référence S1OC, S55C G 4051 SMn21, SMnC3 G 4106 SCr4 G 4104 -SNC1, SNC2 G 4102 SNCM 25 G 4103 SCM22, SCM23 G 4105 TABLEAUX I pages 9, 10, 11. 2) Anisotropie des propriétés mécaniques On soumet les échantillons à des essais de détermination de la résistance à la traction après trempe-revenu, de l'étirage, du choc Charpy et de la résistance à la fatigue par flexion rotative. (On ne soumet les échantillons d'acier S10C qu'aux deux premiers essais) Les résultats figurent dans le tableau II. Comme le montre ce tableau, les aciers de l'invention donnent de bien meilleurs résultats en ce qui concerne l'étirage dans la direction perpendiculaire au laminage, la résistance au choc Charpy et la résistance à la fatigue par flexion rotative qui sont respectivement 1,9 à- 4,5 fois, 2,7 à 3,7 fois et 1,4 à 1,7 fois supérieurs aux propriétés correspondantes des aciers de décolletage au soufre classiques. L'anisotropie de la résistance à la traction (valeurs B/A du tableau) est condidérablement réduite. En ce qui concerne la relation entre l'anisotropie de la résistance à la fatigue par flexion rotative et le rapport Te %/S %, la figure 3 montre que lorsque Te %/S % est égal ou supérieur à 0,04, llanisotropie (B/A) atteint environ 0,9, ce qui est une valeur très faible. En ce qui concerne la relation entre l'anisotropie de la résistance à la fatigue par flexion rotative et les rapports L/1 des particules de sulfures, la figure 4 montre que l'anisotropie s'accroit lorsque le rapport L/1 dépasse 10. Ces faits permettent de conclure que l'acier de décolletage de l'invention doit présenter un rapport Te %/S % de 0,04 ou plus afin que le rapport L/1 des particules de sulfures soit de 10 ou moins. TABLEAUX II pages 12, 13, 14 et 15 TABLEAU I (1) Marque de Esl'acier sai C Si Mn Ni Cr Mo S Te Te%S% P Pb Bi L/W JIS S10C 1 0,10 0,16 1,20 0,10 0,11 - 0,395 0,016 0,041 0,015 - - 3,2 2 0,09 0,18 1,21 0,09 0,12 - 0,380 0,017 0,042 0,016 0,25 - 3,5 3 0,09 0,16 1,20 0,12 0,09 0,364 0,015 0,041 0,082 - 0,15 3,6 4* 0,10 0,17 1,22 0,08 0,11 - 0,364 - - 0,082 - - 20,1 JIS S55C 5 0,54 0,27 0,85 0,08 0,12 - 0,048 0,003 0,063 0,010 - - 4.9 6 0,53 0,26 0,83 0,09 0,08 - 0,052 0,006 0,115 0,022 - - 3,9 7 0,55 0,26 0,85 0,11 0,11 - 0,055 0,014 0,0255 0,014 0,05 0,26 3,6 8* 0,57 0,29 0,66 0,12 0,10 - 0,052 - - 0,020 - - 19,9 JIS SMn21 9 0,20 0,28 1,36 0,09 0,09 - 0,151 0,007 0,046 0,015 - - 4,5 10 0,21 0,27 1,35 0,10 0,08 - 0,160 0,014 0,102 0,016 - - 3,9 11 0,23 0,25 1,35 0,10 0,05 - 0,149 0,019 0,128 0,010 0,17 - 3,8 12* 0,20 0,26 1,32 0,19 0,12 - 0,153 - - 0,017 - - 25,2 JIS SCr3 13 0,35 0,26 0,76 0,89 1,05 - 0,071 0,003 0,042 0,020 - - 3,9 14 0,36 0,27 0,77 0,11 1,08 - 0,074 0,009 0,118 0,019 - - 3,6 Marque de Es- TABLEAU I (2) l'acier sai C Si Mn Ni Cr Mo S Te Te%S% P Pb Bi L/W JIS SCr3 15 0,34 0,30 0,76 0,10 1,03 - 0,074 0,008 0,108 0,017 - 0,28 3,2 16* 0,33 0,26 0,78 0,08 1,01 - 0,049 - - 0,020 - - 22,4 JIS SNC1 17 0,37 0,31 0,74 1,25 0,72 - 0,055 0,008 0,145 0,022 - - 3,4 18 0,36 0,30 0,75 1,24 0,74 - 0,057 0,015 0,263 0,021 - - 3,3 19 0,37 0,28 0,73 1,28 0,72 - 0,041 0,011 0,180 0,014 0,15 0,12 3,5 20* 0,35 0,29 0,76 1,25 0,70 - 0,057 - - 0,010 - - 21,8 JIS SCM23 21 0,16 0,26 0,58 4,28 0,84 0,19 0,048 0,004 0,085 0,021 - - 4,1 22 0,15 0,25 0,59 4,26 0,85 0,21 0,041 0,013 0,213 0,017 - - 3,8 23 0,17 0,27 0,58 4,25 0,84 0,18 0,054 0,019 0,352 0,010 0,16 - 3,7 24* 0,16 0,27 0,59 4,28 0,80 0,20 0,058 - - 0,010 - - 24,1 JIS SCM22 25 0,20 0,30 0,79 0,09 1,05 0,21 0,052 0,003 0,058 0,021 - - 4,8 26 0,21 0,29 0,81 0,08 1,08 0,20 0,057 0,009 0,158 0,010 - - 5,0 27 0,20 0,28 0,80 0,09 1,02 0,19 0,056 0,006 0,107 0,019 0,20 - 4,2 28* 0,22 0,30 0,72 0,07 1,03 0,20 0,051 - - 0,016 - - 21,5 Marque de Es- TABLEAU I (3) l'acier sai C Si Mn Ni Cr Mo S Te Te%S% P Pb Bi L/W JIS SMnC3 29 0,43 0,27 1,54 0,10 0,58 - 0,095 0,004 0,063 0,017 - - 4,5 30 0,45 0,24 1,56 0,11 0,56 - 0,105 0,022 0,210 0,15 - - 4,0 31 0,42 0,25 1,55 0,08 0,55 0,103 0,019 0,184 0,13 0,02 0,03 3,9 32* 0,43 0,26 1,57 0,09 0,53 - 0,099 - - 0,18 - - 12,5 SAE 4032 33 0,32 0,29 0,82 0,12 0,08 0,28 0,085 0,005 0,059 0,20 - - 4.5 34 0,30 0,31 0,79 0,10 0,05 0,29 0,081 0,015 0,160 0,23 - - 3,8 35 0,33 0,26 0,81 0,13 0,09 0,26 0,088 0,021 0,239 0,13 - 0,06 3,4 36* 0,32 0,28 0,83 0,09 0,05 0,28 0,084 - - 0,18 - - 21,6 SAE 4621 37 0,20 0,25 0,80 1,77 0,09 0,26 0,051 0,003 0,059 0,21 - - 4,6 38 0,22 0,28 0,81 1,78 0,07 0,25 0,046 0,020 0,435 0,20 - - 3,3 39 0,21 0,27 0,83 1,76 0,09 0,26 0,048 0,015 0,313 0,19 - 0,22 3,5 40* 0,19 0,29 0,80 1,77 0,05 0,24 0,053 - - 0,28 - - 23,1 TABLEAU II (1) Résistance à la fatique par fle Marque Résistance à la Valeur xion rotative de traction Etirage Charpy l'acier Traitement (kg/mm) (%) (kg-m/mm) (kg/m) Essai thermique A B B/A A B B/A A B B/A A B B/A S10C 1 ( 900 c x 1h ) 44,2 43,8 0,99 57 34 0,60 ( ) 2 ( Air ) 44,5 44,4 1,00 58 36 0,62 ( ) 3 ( Normalisation ) 44,2 43,7 0,99 58 35 0,40 ( ) 4* 43,8 40,7 0,93 55 8 0,15 S55C 5 ( 835 C x 1h ) 93,5 92,6 0,99 59 36 0,61 11,5 6,3 0,55 47 43 0,91 ( ) 6 ( Eau ) 93,8 92,9 0,99 61 40 0,45 11,6 6,6 0,57 47 44 0,94 ( ) 7 ( 400 C x 1h ) 93,7 93,5 1,00 68 35 0,58 11,0 6,3 0,57 46 42 0,91 ( ) 8* ( Eau ) 92,5 87,9 0,95 53 19 0,37 9,9 1,8 0,18 43 30 0,70 SMn21 9 81,8 81,0 0,99 53 32 0,60 12,2 4,8 0,49 41 37 0,90 ( 870 C x 0.5h ) 10 ( Huile ) 82,1 81,3 0,99 55 33 0,68 12,1 6,2 0,51 42 39 0,93 ( 850 C x 0.5h ) 11 ( Huile ) 80,9 72,3 0,98 55 34 0,62 12,1 6,4 0,53 41 37 0,90 ( 175 x 1h ) 12* ( Air ) 79,0 75,8 0,96 52 16 0,31 11,6 1,9 0,16 39 25 0,64 A : dans la direction du laminage B : perpendiculairement au laminage TABLEAU II (2) Résistance à la fatique par fle Marque Résistance à la Valeur xion rotative de traction Etirage Charpy l'acier Traitement (kg/mm) (%) (kg-m/mm ) (kg/mm) Essai thermique A B B/A A B B/A A B B/A A B B/A SCr3 13 ( 850 c x 1h ) 102,5 101,3 0,99 68 43 0,72 12,1 6,1 0,50 50 47 0,94 ( ) 14 ( Huile ) 102,4 101,4 0,99 62 42 0,68 10,2 6,7 0,55 51 47 0,92 ( ) 15 ( 400 C x 1h ) 100,3 101,9 1,00 59 41 0,70 11,9 6,1 0,51 51 48 0,94 ( ) 16* ( Eau ) 100,8 94,8 0,94 53 18 0,53 9,8 1,8 0,18 49 32 0,65 SNC1 17 ( 850 C x 1h ) 88,5 88,8 1,00 65 46 0,71 16,5 8,4 0,51 44 39 0,89 ( ) 18 ( Huile ) 88,8 87,9 0,99 67 48 0,72 16,7 8,9 0,55 44 40 0,91 ( ) 19 ( 400 C x 1h ) 87,6 87,0 1,00 67 46 0,69 16,1 8,2 0,51 44 39 0,89 ( ) 20* ( Eau ) 86,4 81,2 0,94 60 18 0,30 13,9 2,8 0,20 42 27 0,64 SNCM25 21 ( 850 C x 1/2h ) 165,4 163,9 0,99 45 31 0,69 7,3 4,2 0,57 80 72 0,90 ( Huile ) 22 ( 775 C x 1/2h ) 167,2 165,3 0,99 44 32 0,78 7,3 4,4 0,59 80 71 0,89 ( Huile ) 23 ( 175 C x 1h ) 166,4 163,1 0,98 45 31 0,69 7,1 4,1 0,58 80 72 0,90 ( ) 24* ( Air ) 163,9 155,7 0,95 41 14 0,34 6,6 1,4 0,21 77 42 0,53 TABLEAU II (3) Résistance à la fatique par fle Marque Résistance à la Valeur xion rotative de traction Etirage Charpy l'acier Traitement (kg/mm) (%) (kg-m/mm) (kg/mm) Essai thermique A B B/A A B B/A A B B/A A B B/A SCM22 25 ( 870 c x 1/2h ) 114,5 112,2 0,98 52 37 0,71 14,6 8,0 0,55 57 52 0,91 ( ) 26 ( Huile ) 115,2 114,0 0,99 53 37 0,70 14,8 7,8 0,53 58 54 0,93 ( 830 C x 1/2h ) 27 ( Huile ) 113,1 112,0 0,99 51 35 0,69 14,5 7,7 0,53 58 54 0,93 ( ) 28* ( 175 C x 1h ) 111,8 107,3 0,96 46 16 0,35 12,0 2,6 0,20 56 35 0,63 ( Air ) SMNC3 29 ( 850 C x 1h ) 108,4 107,3 0,99 45 29 0,65 7,5 3,5 0,48 55 50 0,91 ( ) 30 ( Huile ) 102,5 102,1 1,00 47 31 0,66 7,9 39 0,49 53 49 0,89 ( ) 31 ( 550 C x 1h ) 109,1 108,8 1,00 46 30 0,65 7,3 3,4 0,47 56 50 0,89 ( ) 32* ( Eau ) 107,3 98,7 0,92 43 15 0,30 6,9 1,2 0,17 53 33 0,62 4032 33 ( 830 C x 1h ) 147,5 143,8 0,99 47 32 0,69 3,1 1,5 0,48 71 66 0,93 ( ) 34 ( Huile ) 147,9 144,4 0,99 47 31 0,65 3,2 1,5 0,47 71 65 0,92 ( ) 35 ( 150 C x 1h ) 147,4 145,9 0,99 46 30 0,66 3,1 1,5 0,48 70 65 0,93 ( ) 36* ( Eau ) 146,2 136,0 0,93 42 13 0,31 2,8 0,5 0,18 68 40 0,59 TABLEAU II (2) Résistance à la fatique par fle Marque Résistance à la Valeur xion rotative de traction Etirage Charpy l'acier Traitement (kg/mm) (%) (kg-m/mm) (kg/mm) Essai thermique A B B/A A B B/A A B B/A A B B/A SCr3 37 ( 830 c x 1h ) 105,2 105,3 1,00 48 34 0,71 5,0 2,7 0,54 51 47 0,92 ( ) 38 ( Huile ) 105,7 105,1 1,00 50 37 0,74 5,2 2,8 0,54 53 50 0,94 ( ) 39 ( 150 C x 1h ) 105,5 104,4 0,99 48 35 0,73 4,9 2,7 0,53 52 48 0,92 ( ) 40* ( Eau ) 103,1 97,5 0,95 44 15 0,34 4,4 1,8 0,25 49 32 0,65 3) Aptitude à l'usinage. Pour évaluer l'aptitude à l'usinage des échantillons, on les normalise puis on les soumet à des essais de perçage et de tournage dans les conditions indiquées dans le tableau III. TABLEAU III Test de longévité des forets rapides Foret : SKH 9 (AISI M2), foret à tige conique Transfert : 0,42 mm/tr Profondeur du trou : 40 mm (trou borgne) Vitesse de perçage : 30 mm/min Huile de coupe : néant Détermination de la longévité : profondeur totale percée jusqu'à ce que le foret ne perce plus. Test de longévité d'un outil en alliage dur fritté. Outil : P10 (AISI C7), (-5, -5, 5, 5, 30,-0, 0, 4 : JIS B 1011) Transfert : 0,20 mm/tr Profondeur de coupe : 2,0 mm Vitesse de coupe : 200 mm/min Huile de coupe : néant Détermination de la longévité : temps total écoulé jusqu a ce que l'abrasion atteigne 0,2 mm. Les résultats des essais figurent dans le tableau IV. Comme le montre ce tableau, les aciers de décolletage de l'invention présentent une meilleure aptitude à l'usinage que les aciers de décolletage au soufre classiques. On notera que les aciers contenant un ou plusieurs éléments tels que le phosphore, le plomb ou le bismuth, en plus du tellure et du soufre, permettent d'obtenir des longévités des forets assez importantes. 4) Forgeabilité à froid. Enfin pour évaluer la forgeabilité à froid des échantillons, on effectue des essais de compression (éprouvette : 8 x 15,5 mm, comprimée dans la direction parallèle au laminage) pour mesurer la contrainte critique (ln Ho/H lors de la fissuratiog. Les résultats figurent également dans le tableau IV. Le tableau montre que la contrainte critique des aciers de 1' invention est supérieure à 18 à 43% à celle des aciers de décolletage au soufre classiques. Donc les aciers de l'invention ont une meilleure forgeabilité à froid. TABLEAU IV pages 17, 18, 19. TABLEAU IV (1) Test de Test Test de longévité @@ngevi@e d'un outil Distrsion de des forets en alliage critique l'acier Traitement rapides dur fritté (ln Ho/H) Essai thermique (mm) (min.) S1OC 1 6240 51 1,74 2 900 C 18120 55 1,79 3 Refroidissement 9480 92 1,75 4* au four 5260 45 1,25 S55C 5 240 15 1,75 6 260 18 1,84 850 C 7 Refroidissement 1040 31 1,79 au four 8* au four 180 12 1,36 SMn21 9 400 20 1,81 10 400 20 1,85 850 C 11 Refroidissement 1280 35 1,85 au four 12* 520 16 1,46 SCr3 13 560 31 1,85 14 850 C 640 33 1,84 15 Refroidissement 2440 75 1,81 au four 16* 420 25 1,42 TABLEAU IV t2) Test de Test de longévité Marque longévité d'un outil Distorsion de des forets en alliage critique l'acier rapides dur fritté traitement (mm) Essai thermique ~~~~~~~~~ (min.) SNC1 17 280 16 1,89 18 520 17 1,95 850 C 19Refroidissement 2080 36 1,98 au four 20* 2-00 12 1,51 SNCM25 21 560 20 1,92 22 850 C 420 22 1,98 23 Refroidissement 1200 30 1,91 au four 24* 260 17 1,56 SCM22 25 680 40 2,18 26 850 C 720 45 2,21 27Refroidissement 1800 139 2,10 au four 28* 520 54 1,66 SMNC5 29 210 9 1 55 30 850 C 210 9 1,54 31 Refroidissement 320 15 1,54 au four 32* 140 6 1,31 TABLEAU IV (3) Test de Test de longévité Marque longévité d'un outil Distorsion de des forets en alliage critique l'acier rapides dur fritté traitement Essai thermique (mm) (min.) (ln Ho/H) 4032 33 140 6 1,98 34 850 C 200 7 1,65 35 Refroidissement 640 12 1,62 au four 36* 110 4 1,35 4621 37 440 20 2,05 38 850 C 520 27 2,06 39 Refroidissement 2160 61 2,06 au four 40* 36i0 22 1761 EXEMPLE II (Coulée continue) On prépare des aciers fondus ayant la composition indiquée dans le tableau V selon les modes opératoires de l'exemple I, si ce n'est que pour certains lots à teneur extrêmement faible en oxygène (ne dépassant pas 300 ppm) on effectue un dégazage selon le procédé RH lors de la coulée en poche. On verse ensuite les aciers fondus dans une cuve de distribution ("tundish") et on les coule en continu à travers un moule de 230 x 320 mm avec une vitesse de coulée de 0,8 m/min. On peut ajouter du tellure, du plomb, du bismuth et du calcium au courant d'acier fondu lors de la coulée dans la cuve ou alors que l'acier fondu est agité par insufflation d'argon à travers un bouchon poreux au fond de la cuve. On lamine à chaud les fontes d'acier à une température de finissage de 9500C ou plus et avec un taux de forgeage de 20 ou plus. On prélève des échantillons des aciers laminés ainsi obtenus pour les soumettre à divers essais. TABLEAU V pages 21, 22, 23, 24. On examine les fissures internes des fontes d'acier. On détermine la forme des particules de sulfures et l'anisotropie des propriétés mécaniques des échantillons selon les mêmes modes opératoires que dans l'exemple I. Les résultats figurent dans le tableau VI. 1) Fissures internes On soumet les surfaces supérieure et inférieure des fontes d'acier à un traitement d'abrasion-finition et on recherche la présence de fissures. Comme le montre nettement le tableau VI, tous les aciers selon l'invention dont le rapport Te %/S % n'est pas inférieur à 0,01 ne présentent pas de fissures internes. 2) Forme des particules de sulfures. Comme le montre le tableau VI, les rapports L/1 des particules de sulfures des aciers de l'invention pour lesquels les rapports Te %/S % ne dépassent pas 0,01 sont égaux ou inférieurs à 5. On peut considérer que les particules sont pratiquement-sphé- riques. La figure 5 montre qu'un rapport Te %/S % de 0,01 ou plus Marque de l' TABLEAU V (1) W,V,Ca,Nb, Pb,Bi, acier C Si Mn P S Te Te %/ Cu Ni Cr Mo O Al N Essai S % Ti,Ta,Zr,B Se,Ca S10C 41 0,11 0,25 1,20 0,005 0,354 0,071 0,201 0,05 0,05 0,19 0,01 0,0155 0,003 0,010 - Nb:0,44 42 0,12 0,26 1,04 0,015 0,360 0,015 0,042 0,15 0,11 0,10 0,01 0,0078 0,030 0,008 Zr:0,10 43 0,08 0,01 1,25 0,068 0,330 0,028 0,085 0,08 0,09 0,15 0,01 0,0185 0,001 0,009 - Pb:0,35 Ca:0,0095 44 0,11 0,31 1,32 0,025 0,300 0,003 0,010 0,26 0,15 0,08 0,01 0,0102 0,002 0,008 NB:0,10 Bi:0,005 45* 0,10 0,20 1,05 0,024 0,348 - - 0,10 0,08 0,10 0,02 0,0144 0,004 0,011 - S55C 46 0,54 0,21 0,69 0,010 0,150 0,019 0,127 0,05 0,10 0,10 0,01 0,0045 0,034 0,010 - Ti:0,06 47 0,56 0,26 0,72 0,014 0,148 0,008 0,054 0,10 0,05 0,05 0,01 0,0043 0,025 0,010 B::0,0042 48 0,55 0,21 0,70 0,013 0,166 0,015 0,090 0,05 0,02 0,08 0,01 0,0044 0,026 0,009 - Pb:0,09 Ti:0,04 Se:0,22 49 0,55 0,22 0,84 0,008 0,152 0,019 0,125 0,12 0,08 0,15 0,01 0,0045 0,018 0,009 B:0,0035 Ca:0,0024 50* 0,55 0,30 0,70 0,019 0,149 - - 0,11 0,06 0,12 0,01 0,0052 0,030 0,009 - SMn21 51 0,18 0,25 1,45 0,015 0,031 0,001 0,032 0,21 0,04 0,11 0,01 0,0068 0,035 0,010 - Nb:0,05 52 0,18 0,24 1,40 0,027 0,028 0,005 0,179 0,15 0,05 0,14 0,02 0,0070 0,048 0,018 Zr:0,48 - Marque de l' TABLEAU (2) W,V,Ca,Nb, Pb,Bi, acier C Si Mn P S Te Te %/ Cu Ni Cr Mo O Al N Essai S % Ti,Ta,Zr,B Se,Ca SMn21 Pb:0,15 53 0,19 0,24 1,44 0,010 0,029 0,003 0,103 0,08 0,18 0,12 0,02 0,0069 0,061 0,009 - Ca:0,0010 54 0,20 0,30 1,45 0,013 0,029 0,015 0,517 0,06 0,06 0,12 0,01 0,0071 0,045 0,015 Ta:0,09 Pb::0,02 55* 0,20 0,26 1,45 0,009 0,026 - - 0,13 0,06 0,13 0,01 0,0080 0,052 0,009 - SCr4 56 0,40 0,20 0,71 0,015 0,048 0,002 0,042 0,10 0,15 0,99 0,01 0,0048 0,044 0,008 - 57 0,41 0,25 0,78 0,025 0,049 0,011 0,224 0,08 0,10 0,98 0,03 0,0044 0,040 0,009 V:0,12 58 0,41 0,24 0,80 0,018 0,049 0,008 0,164 0,06 0,14 1,05 0,02 0,0046 0,042 0,007 - Se:0,36 B:0,0092 59 0,41 0,19 0,65 0,014 0,054 0,010 0,185 0,12 0,13 1,10 0,02 0,0048 0,054 0,008 Ti:0,43 Bi:0,35 60* 0,42 0,30 0,74 0,015 0,050 - - 0,04 0,13 0,98 0,02 0,0045 0,024 0,009 - SMc2 61 0,31 0,24 0,45 0,010 0,077 0,005 0,065 0,06 2,82 0,85 0,01 0,0054 0,035 0,008 - B:0,004 62 0,30 0,24 0,39 0,010 0,070 0,006 0,086 0,04 2,94 0,88 0,04 0,0058 0,042 0,009 Nb:0,05 63 0,35 0,19 0,49 0,009 0,068 0,018 0,265 0,04 2,66 0,84 0,03 0,0055 0,026 0,009 - Ca:0,0015 Nb:0,05 Pb::0,05 64 0,32 0,31 0,55 0,012 0,081 0,014 0,173 0,05 2,72 0,80 0,01 0,0057 0,029 0,015 Ta:0,01 Se:0,06 65* 0,30 0,31 0,49 0,015 0,076 - - 0,05 4,18 0,85 0,18 0,0060 0,030 0,010 - - Marque de l' TABLEAU V (3) W,V,Ca,Nb, Pb,Bi, acier C Si Mn P S Te Te %/ Cu Ni Cr Mo O Al N Essai S % Ti,Ta,Zr,B Se,Ca SNCM25 66 0,15 0,24 0,44 0,015 0,048 0,009 0,188 0,14 4,24 0,84 0,17 0,0155 0,040 0,009 - Nb:0,10 67 0,14 0,22 0,52 0,015 0,046 0,015 0,326 0,19 4,20 0,88 0,17 0,0016 0,041 0,015 Ti:0,01 68 0,18 0,20 0,48 0,016 0,044 0,028 0,227 0,20 4,32 0,90 0,18 0,0014 0,035 0,009 - Bi:0,02 Ca:0,0054 Pb:0,01 69 0,18 0,18 0,58 0,024 0,041 0,010 0,049 0,20 4,18 0,84 0,17 0,0010 0,048 0,014 Nb:0,01 Se:0,018 Ca::0,0002 70* 0,14 0,22 0,47 0,018 0,048 - - 0,05 4,18 0,85 0,18 0,0060 0,030 0,010 - SCM22 71 0,20 0,18 0,77 0,015 0,015 0,002 0,133 0,08 0,15 1,05 0,18 0,0035 0,035 - 72 0,21 0,20 0,75 0,018 0,016 0,008 0,500 0,06 0,08 1,03 0,17 0,0010 0,032 - Pb:0,05 73 0,22 0,21 0,78 0,017 0,014 0,100 0,143 0,08 0,09 1,00 0,18 0,0011 0,036 - Ca:0,0022 74 0,22 0,20 0,81 0,016 0,012 0,015 0,125 0,07 0,15 1,01 0,18 0,0016 0,025 Nb:0,004 Ca:0,0031 75* 0,18 0,20 0,76 0,019 0,018 - - 0,06 0,12 1,00 0,17 0,0015 0,039 - 76* 0,19 0,21 0,70 0,018 0,016 - - 0,10 0,12 0,99 0,17 0,0048 0,041 - 77* 0,20 0,20 0,75 0,015 0,016 0,002 0,125 0,05 0,08 1.04 0,17 0,0019 0,030 - - TABLEAU (4) Marque de l' W,V,Ca,Nb, Pb,Bi, acier C Si Mn P S Te Te %/ Cu Ni Cr Mo O Al N Essai S % Ti,Ta,Zr,B Se,Ca SMnC3 78 0,42 0,18 1,48 0,015 0,064 0,003 0,047 0,05 0,15 0,62 0,01 0,0015 0,025 - B: :0,0040 79 0,44 0,20 1,52 0,015 0,058 0,010 0,172 0,10 0,16 0,60 0,05 0,0016 0,015 Ti:0,04 80 0,44 0,25 1,50 0,017 0,062 0,014 0,226 0,08 0,08 0,66 0,01 0,0010 0,017 - Pb:0,09 Ca:0,3 Se:0,30 81 0,43 0,22 1,51 0,021 0,066 0,008 0,121 0,06 0,09 0,66 0,02 0,0009 0,018 Ta:0,42 Bi:0,34 82* 0,44 0,22 1,51 0,022 0,064 - - 0,06 0,14 0,64 0,02 0,0050 0,026 - 4C32 83 0,31 0,26 0,80 0,015 0,009 0,005 0,556 0,08 0,11 0,11 0,26 0,0016 0,028 - 84 0,31 0,24 0,81 0,016 0,004 0,016 4,000 0,11 0,05 0,09 0,25 0,0012 0,027 W:0,2 Se:0,15 85* 0,33 0,24 0,80 0,016 0,012 - - 0,10 0,05 0,10 0,25 0,0019 0,030 - 4621 86 0,20 0,21 0,85 0,015 0,134 0,002 0,015 0,15 1,76 0,11 0,27 0,0018 0,030 - Ti:0,39 87 0,21 0,20 0,89 0,023 0,128 0,015 0,117 0,08 1,79 0,15 0,26 0,0025 0,034 Ca:0,0036 V::0,04 88* 0,20 0,20 0,80 0,026 0,130 - - 0,09 1,78 0,14 0,27 0,0064 0,033 - - permet d'obtenir des rapport L/1 suffisamnent faibles dans le cas de la coulée continue. 3) Anisotropie des propriétés mécaniques. Les valeurs qui figurent dans le tableau VI montrent que les aciers de l'invention ont une propriétéd'étirage dans la direction perpendiculaire au laminage 1,3 à 4 fois supérieurs à celle des aciers de décolletage au soufre classiques. On observe également une diminution remarquable de l'anisotropie (B/A) de la résistance à la traction. TABLEAU VI pages 26, 27, 28 et 29 . 4) Aptitude à l'usinage. On effectue des essais de perçage et de tournage sur des échantillons dans les conditions d'essai indiquées dans le tableau III. Les résultats figurent dans le tableau VII. Les aciers de l'invention présentent une bonne aptitude à l'usinage par rapport aux aciers de construction mécanique classiques. On remarquera en particulier que les longévités des forets pour les aciers contenant du plomb, du bismuth ou du sélénium en plus du soufre et du tellure sont particulièrement élevées et que les longévités des aciers des outils en alliage fritté correspondant aux aciers contenant du calcium sont également très élevées. TABLEAU VII pages 30, 31 et 32. TABLEAU VI (1) Résistance à la Marque Rapport traction Etirage de l' Es- Fissures moyen Traitement (kg/mm) (%) acier sai internes L/l thermique A B B/A A B B/A S10C 41 non 2,9 45,2 44,8 0,99 59 40 0,68 42 non 2,8 45,5 45,2 0,99 60 40 0,67 (900 C x 1h ) 43 non 2,4 ( ) 45,5 45,4 1,00 59 39 0,66 ( (air) ) 44 non 2,9 45,1 44,8 0,99 59 37 0,63 45* oui 15,0 44,5 42,0 0,94 55 10 0,18 S55C 46 non 2,6 93,5 92,5 0,99 61 41 0,67 (835 C x 1h ) 47 non 2,4 ( (eau) ) 93,4 92,7 0,99 60 40 0,67 ( ) 48 non 2,8 (600 C x 1h ) 93,1 92,4 0,99 60 40 0,67 ( (eau) ) 49 non 2,2 93,6 92,0 0,98 61 42 0,69 50* oui 14,0 92,5 86,2 0,93 53 20 0,38 SMn21 51 non 2,2 (870 C x 1/2h ) 80.5 80,0 0,99 55 34 0,62 ( (huile) ) 52 non 2,5 ( ) 81,0 80,4 0,99 57 34 0,60 TABLEAU VI (2) Résistance à la Marque Rapport traction Etirage de l' Es- Fissures moyen Traitement (kg/mm) (%) acier sai internes L/l thermique A B B/A A B B/A SMnC21 53 non 2,5 (850 C x 1/2h) 80,8 80,2 0,99 52 36 0,69 ( (huile) ) 54 non 2,7 ( ) 80,6 80,2 1,00 56 34 0,61 (173 C x 1h ) 55* oui 12,1 ( (air) ) 79,0 74,7 0,94 48 16 0,33 SCr4 56 non 2,6 105,1 104,2 0,99 62 45 0,73 57 non 2,4 (870 C x 1/2h) 110,4 109,1 0,99 61 45 0,74 ( (huile) ) 58 non 2.4 ( ) 103,4 103,4 1,00 60 44 0,73 (600 C x 1h ) 59 non 2,8 ( (eau) ) 103,5 103,0 1,00 60 44 0,73 60* oui 13,6 ( ) 102,0 93,6 0,92 54 19 0,35 SCN2 61 non 2,7 89,6 88,0 0,98 63 46 0,73 62 non 2,9 (850 C x 1h ) 89,2 88,5 0,99 61 46 0,75 ( (huile) ) 63 non 2,2 ( ) 89,1 88,4 0,99 60 46 0,75 (650 C x 1h ) 64 non 2,4 ( (eau) ) 89,1 88,7 1,00 62 44 0,71 65* oui 11,7 87,3 81,2 0,93 56 20 0,36 TABLEAU VI (3) Résistance à la Marque Rapport traction Etirage de l' Es- Fissures moyen Traitement (kg/mm) (%) acier sai internes L/l thermique A B B/A A B B/A SMNC25 66 non 2,6 166,8 165,0 0,99 49 37 0,76 (850 C x 1/2h) 67 non 2,8 ( (huile) ) 166,0 164,2 0,99 47 36 0,77 (775 C x 1/2h) 68 non 2,9 ( (huile) ) 169,2 165,4 0,98 48 35 0,74 (175 C x 1h ) 69 non 2,9 ( (air) ) 164,8 163,8 0,99 46 35 0,76 70* oui 13,4 162,2 151,0 0,93 42 16 0,38 SCM22 71 non 2,6 115,6 114,4 0,99 60 48 0,80 72 non 2,8 (870 C x 1/2h) 114,5 114,0 1,00 67 52 0,77 73 non 2.4 ( (huile) ) 115,8 114,4 0,99 66 52 0,77 ( ) 74 non 2,6 (830 C x 1/2h) 115,3 114,6 0,99 65 52 0,80 ( (huile) ) 75* oui 12,6 (175 C x 1h ) 112,3 103,3 0,92 50 21 0,42 ( (air) ) 76* oui 13,4 111,7 103,9 0,93 50 20 0,40 77* 3,8 113,0 110,7 0,98 55 37 0,67 TABLEAU VI (4) Résistance à la Marque Rapport traction Etirage de l' Es- Fissures moyen Traitement (kg/mm) (%) acier sai internes L/l thermique A B B/A A B B/A SMNC3 78 non 2,7 110,0 108,8 0,99 58 43 0,74 79 non 2,6 (850 C x 1h ) 109,6 108,6 0,99 57 43 0,75 ( (huile) ) 80 non 2,9 ( ) 109,4 108,7 0,99 57 42 0,74 (550 C x 1h ) 81 non 2,7 ( (eau) ) 115,4 114,0 0,99 56 40 0,71 82* oui 12,7 107,6 100,0 0,93 51 18 0,35 4032 83 non 2,6 (830 C x 1h ) 150,1 148,8 0,99 57 46 0,81 ( (huile) ) 84 non 2,8 (300 C x 1h ) 161,4 158,4 0,98 58 45 0,78 ( ) 85* non 14,1 ( (eau) ) 146,7 137,5 0,94 50 22 0,44 4621 86 non 2,4 (830 C x 1h ) 106,4 105,8 0,99 46 31 0,67 ( (huile) ) 87 non 2,6 ( ) 106,3 105,0 0,99 45 30 0,67 88* oui 11,6 (150 C x 1h ) 103,0 95,8 0,93 40 13 0,32 ( (air) ) TABLEAU VII (1) Test de Test de longévité longévité d'un outil Marque des forets en alliage de 1' Es- Traitement raplces dur fritté acier sai thermique (mm) (min.) S1OC 41 9840 66 42 9700 63 43 9000C 19940 68 (Refroidissement 44 à l'air) 9160 172 45* 6040 45 S55C 46 2240 21 47 1240 20 48 8500C 3000 26 (Refroidissement 49 au four) 4620 54 50* 620 1' SMn21 51 300 16 52 280 16 53 900 C 620 42 (Refroidissement 54 à l'air) 340 17 55* 180 10 TABLEAU VII (2) Test de Test de longévité longévité d'un outil Marque des forets en alliage de l' Es- Traitement rapides dur fritté @@@@@@ @@@ th@@@@@@@ (mm) acier . sai thermique (mm) (min.) SCr4 56 560 32 57 500 30 58 850 C 1320 45 (Refroidissement 59 au four) 1640 40 60* 380 40 S,NC2 6-1 -400 20 62 400 22 o 63 850 C 400 74 (Refroidissement 64 au four) 620 31 65* 260 13 SNCM25 66 460 22 67 440 20 68 9000c 520 72 (Refroidissement 69 à l'air 640 64 70* 220 15 TABLEAU VII (3) Test de Test de longévité longévité d'un outil Marque des forets en alliage de l' Es- Traitement rapides dur fritté acier sai thermique (mm) (min.) SCM22 71 300 30 72 360 35 73 720 102 74 9000C 540 100 (Refroidissement 75* à l'air) 160 25 76* 1t0 24 77* 220 27 SMnC3 78 180 8 79 200 8 80 850 C 360 10 (Refroidissement 81 au four) 520 13 82* 100 5 4032 83 100 6 84 8300C 180 6 (Refroidissement 85* au four) 60 4 4621 86 820 30 87 9000C 1240 39 (Refroidissement 88* à l'air) 380 20 REVENDICATIONS 1. Acier de décolletage au tellure et au soufre présentant une anisotropie réduite des propriétés mécaniques et une bonne forgeabilité à froid, caractérisé en ce qu'il a la composition suivante : C jusqu'à 0,6 % ; Si jusqu'à 2,5 %, Mn jusqu'à 2,0 % S jusqu'à 0,40 %; et Te jusqu'à 0,10 %, avec un rapport Te %/S % d'au moins 0,01, le reste étant pratiquement constitué de fer. 2. Acier de décolletage selon la revendication 1, caractérisé en ce qu'il a- la composition suivante : C jusqu'à 0,6 %, Si jusqu'à 0,5 % ; Mn jusqu'à 2,0 % ; S de 0,04 à 0,40 % ; et Te de 0,003 à 0,030 % avec un rapport Te %/S % d'au moins 0,04, le reste étant pratiquement constitué de fer. 3. Acier de décolletage selon l'une des revendications I ou 2, caractérisé en ce qu il contient un ou plusieurs des éléments d'alliage suivants : Cu jusqu'à 5,0 % ; Mo jusqu'à 3,0 % ; Al jus qu1à 2,0 % ; W jusqu'à 3,0 % ; V jusqu a 2,0 % ; Co jusqu'à 5,0 %; Nb jusqu a 0,5 % ; Ti jusqu'à 0,5 % ; Ta jusqu'à 0,5 % ; Zr jusqu' à 0,5 % ; et B jusqu'à 0,01 %. 4. Acier de décolletage selon l'une des revendications l ou 2, caractérisé en ce qu'il contient de plus un ou plusieurs des éléments d'alliage suivants : P de 0,04 à 0,25 % ; Pb jusqu'à 0,4 % Bi jusqu'à 0,4 % ; Se jusqu'à 0,4 % et Ca jusqu'à 0,010 %. 5. Acier de décolletage selon l'une des revendications 1 ou 2, caractérisé en ce qu'il contient de plus un ou plusieurs des éléments d'alliage suivants : Cu jusqu a 5,0 % ; Mo jusqu'à 3,0 % ; Al jusqu'à 2,0 % ; W jusqu'à 3,0 % ; V jusqu'à 2,0 % ; Co jusqu'à 5,0 % ; Nb jusqu'à 0,5 t ; Ti jusqu'à 0,5 % ; Ta jusqu'à 0,5 % Zr jusqu'à 0,5 % ; B jusqu'à 0,01 % ; P de 0,04 à 0,25 % ; Pb jusqu'à 0,4 % ; Bi jusqu'à 0,4 % ; Se jusqu'à 0,4 % et Ca jusqu'à 0,010 %. 6. Acier de décolletage selon l'une des revendications I ou 2, caractérisé en ce que sa teneur en oxygène ne dépasse pas 0,00030 t. 7. Procédé pour préparer un acier de décolletage présentant une faible anisotropie des propriétés mécaniques et une bonne forgeabilité à froid ayant la composition suivante : C jusqu'à 0,6 % ; Si jusqu'à 2,5 t ; Mn jusqu'à 2,0 % ; S jusqu'à 0,4 % et Te jusqu'à 0,1 %, avec un rapport Te % /S ç de 0,01 ou plus, et avec éventuellement un ou plusieurs des éléments suivants : Pb jusqu'à 0,4 % , Bi jusqu'à 0,4 % et Ca jusqu'à 0,01 %, le reste étant pratiquement cons titué de fer, caractérisé en ce qu'il consiste à préparer un acier fondu contenant les éléments d'alliage cidessus autres que Te, Pb, Bi et Ca, dans un four, ajouter au courant d'acier fondu la quantité nécessaire de Te et éventuellement les quantités appropriées de Pb, Bi et Ca pour disperser uniformément ces éléments dans l'acier fondu et couler en continu l'acier fondu. 8. Procédé pour préparer l'acier de décolletage selon la revendication 1, caractérisé en ce qu'avant l'addition de Te et éventuellement de Pb, Bi et Ca, on introduit un gaz non oxydant dans l'acier fondu pour l'agiter afin que les particules d'inclusions non métalliques de grande taille flottent et se séparent.