FR 2644478 A1 19900921 FR 8903472 A 19890316 La présente invention concerne un acier inoxydable ferritique très résistant à la corrosion en milieu chloruré neutre ou faiblement acide et plus particulièrement adapté pour la fabrication -5 d'échangeurs de chaleur pour l'industrie, notamment ceux refroidis par l'eau saumâtre et l'eau de mer. La présente invention a également pour objet un procédé pour l'élaboration d'un tel acier. On connaît dans le FR-A-2.377.457 un acier ferritique au chrome nickel molybdène résistant à la corrosion et contenant notamment de 18 à 32 Z de chrome, de 0,1 i 6 Z de molybdène, de 0,5 à 5 Z de nickel et pas plus de 3. de cuivre. Les exemples d'acier décrits dans ce document concernent des aciers contenant 1,99 à 2,15 Z de molybdène. Par ailleurs, il est précisé, page 9 lignes 27 à 32, que les aciers présentant les meil- leures compositions d'alliage sont ceux contenant 28 Z de chrome, 2 Z de molybdène et 4 Z de nickel, ainsi 20. que ceux contenant 20 Z de chrome, 5 Z de molybdène et 2 Z de nickel, car ils possèdent une stabilité structurale suffisante et peuvent être fabriqués de manière économique à échelle industrielle. On connaît également dans le FR-A-2.352.893, un acier inoxydable ferritique contenant de 0,01 à 0,025 Z en poids de carbone, de 0,005 à 0, 025 Z en poids d'azote, de 20 à 30 Z en poids de chrome,-de 3 à Z de molybdène, de 3,2 à 4,8 Z de nickel, de 0,1 à 1 Z de cuivre, de 0,2 à 0,7 Z de titane et/ou de 0,2 à 1 Z de niobium. Ce document revendique plus particulièrement une teneur élevée en nickel comprise entre 3,2 à 4,8 7 associée à une limitation de la teneur en cuivre comprise entre 0,1 à 1 Z pour obtenir à la température - 2644478 ambiante des valeurs élevées de ductilité. On connait également dans le FR-A-2.473.069 un acier inoxydable ferritique à base de fer contenant jusqu'à 0,08 Y en poids de carbone, jusqu'à 0,060 X en poids d'azote, de- 25 à 35 Z en poids de chrome, de 3, 60 à 5,60 Z en poids de molybdène, jusqu'à 2 Z en poids de nickel, jusqu'à 2 Z en poids de titane, de niobium et zirconium selon l'équation suivante: t Ti/6 + ' Zr/7 + Z cb8lB > ' C + Z N La somme desdits carbone et azote étant supérieure à 0,0275 % en poids. On connaît dans le FR-A-2.473.068 un acier inoxydable ferritique qui a la même composition que l'acier précédent, mais dont la teneur pondérale en nickel est comprise entre 2 et 5 Z. Or, on sait que le nickel est.un élément coûteux qui accélère la formation de phases inter- métalliques fragilisantes et amoindrit la résistance à la corrosion caverneuse en milieu chlorure. La présente invention a donc pour objet un acier inoxydable ferritique dans lequel l'addition du cuivre est limitée à une valeur comprise entre 0,5 à 2 Z en poids de façon à renforcer la résistance aux chocs de l'alliage tout en réduisant la vitesse de formation des phases intermétalliques dures et fragilisantes du type sigma et chi qui peuvent se former lors des traitements thermiques de fabrication du soudage. Il en découle la possibilité d'élaborer un alliage stabilisé au titane et/ou au niobi.um à très haute teneur en chrome et en molybdène indispensable à l'obtention d'une résistance à la corrosion maximale tout en minimisant les difficultés de -fabrication et les risques de dégradation des autres propriétés finales. Ce résultat est obtPriu par l'invention grir,À à un acier inoxydable ferritique ayant la composition chimique pondérale suivante - 28.5 i 35 Z de chrome. - 3.5 i 5.50 Z de molybdène, - 0.5 à 2 Z de cuivre. - moins de 0.50 Z de nickel. - moins de 0.40 Z de manganèse, - moins de 0.40 Z de silicium. - moins de 0,030 Z de carbone. - moins de 0,030 Z d'azote, - un pourcentage en titane et/ou en niobium au moins égal à 0.10 Z et inférieur à 0.60 Z - et contenant jusqu'à 0.10 Z d'éléments ajoutés pour la désoxydation tels que l'aluminium. du magnésium. du calcium. du bore. des métaux de terrer rares, le reste étant du fer et cles impuretés résultant de la fusion des matières nécessaires; l'élaboration. Selon une autre caractéristique Lt, l'invention. l'acier contient moins de 0,010 X clv carbone et moins de 0. 015 Z d'azote, la somme dlu carbone et de l'azote étant inférieure i 0. 025 Z. L'invention a également pour.nl)jet ut, procédé d'élaboration d'un acier inoxydable ferritiqur' a partir duquel on forme une bande d'acier qui Pst laminée i chaud, caractérisé en ce que l'onr soumet la bande d'acier laminée à chaud à un recuit i une température comprise entre 900 et 1200'C, puis on soumet la bande d'acier à un premier laminage à froid suivi d'un recuit intermédiaire à une température comprise entre 900 et 1200'C et enfin on soumet la bande d'acier à un second laminage à froid suivi d'un recuit final à une température comprise entre 900 et 1200'C. Selon d'autres caractéristiques de l'invention: - - le recuit intermédiaire et le recuit final sont effectués en continu pendant 20 secondes à 5 minutes, - les recuits sont suivis d'un refroidisse- ment rapide. Les caractéristiques et avantages de l'invention ressortiront d'ailleurs des diagrammes annexés aux figures Les exemples illustrant la présente invention ont été obtenus à partir de lingots de 30 kg élaborés au four à induction sous vide. Des bramettes issues de ces lingots ont été réchauffées entre 1100 et 1250'C en vue d'un laminage à chaud à une épaisseur de 5 mm. Les feuillards laminés à chaud subissent ensuite un recuit entre 1000 et 1200'C suivi d'un laminage à froid jusqu'à une épaisseur de 2 millimètres. Après ce laminage à froid, un recuit de l'ordre de 20 s à 5 mn est effectué en continu à une température comprise entre 900 et 1200'C. Un laminage à froid supplémentaire permet d'obtenir des feuillards d'une épaisseur de 0,8 millimètres qui subissent ensuite un recuit final de l'ordre de 20 s à 5 mn et à une température comprise entre 900 et 1200'C. Tous les traitements thermiques sont suivis d'un refroidissement rapide. Les conditions de traitement thermique sont adaptées de manière à ce que la grosseur de grain soit sensiblement constante. Les analyses chimiques exactes c'est-à-dire les pourcentages pondéraux des alliages expérimentaux sont précisés dans le tableau ci-dessous: @ N& N o C Ln w Loi Nunero Deslgnation C Si S Hn Cr NI Ho Ti Nb Cu N 1 29Cr 4uo 2N1 Nb 0,020 0,21 0,003 0,!8 29,01 2.03 3,95 $ 0,01 0,52 0,04 0,022 2 29Cr 3Ho 2NI Nb 0,020 0,23 0,003 0,22 29,35 2,03 3,00 Tableau: -Co 2644478' On sait que les éléments favorables vis-à-vis de la résistance à la corrosion, à savoir le chrome, le molybdène, le titane, le niobium. etc... ont des effets néfastes sur d'autres propriétés, comme les propriétés mécaniques. Selon l'application recherchée, il est donc nécessaire d'adapter la composition chimique de l'alliage afin de réaliser un compromis entre la résistance à la corrosion et les caractéristiques mécaniques. Une composition chimique mal ajustée peut en outre conduire à des difficultés insurmontables de fabrication de l'alliage, notamment par suite de la précipitation de phases fragilisantes lors du traitement thermique de recuit avant ou après un laminage i froid par exemple, ou encore à la précipitation de phases fragilisantes pendant une opération de soudage. Par ailleurs, on sait qu'en milieu neutre chloruré, la résistance à la corrosion par piqûres des aciers inoxydables ferritiques augmente avec la teneur en chrome. Le molybdène est un élément d'alliage beaucoup plus efficace que le chrome car un coefficient d'équivalent Mo/Cr égal à 3,3 est généralement admis pour qualifier l'amélioration de la résistance i la corrosion par piqûre due à l'action du molybdène. En utilisant des échantillons prélevés dans des tôles industrielles d'acier inoxydable ferritique connues, il a été vérifié qu'en milieu chloruré concentré et chaud, le potentiel, au-dessus duquel la corrosion. par piqires a lieu, est d'autant plus élevé que la somme Z Cr + 3,3 x (ZMo) est élevée. En conséquence, la résistance à la corrosion par piqûres est d'autant plus 'élevée que le paramètre Z Cr * 3,3 x (/Mo) est élevé. C'est pour cette raison, qu'une teneur en chrome supérieure à 28,5 X et une teneur en molybdène supérieure à 3,5 Z ont été déterminées pour l'acier inoxydable ferritique selon la présente -invention. Des essais menés à partir des coulées expérimentales répertoriées dans le tableau précédent montrent que le molybdène favorise la précipitation de phases fragilisantes du type sigma comme le montre le diagramme de la figure 1. Les courbes représentées sur ce diagramme montrent l'influence du temps de maintien à 900'C sur l'allongement AZ à la rupture à tempéra- ture ambiante d'un alliage expérimental à 29Cr 4Mo 2Ni Nb et 29Cr 3Mo 2Ni Nb c'est-à-dire d'alliages à teneur en molybdène respectivement égale à 3 et 4 Z. L'élévation de la teneur en chrome accélère également la précipitation des phases fragilisantes comme le montré le diagramme de la figure 2. Les courbes représentées sur ce diagramme montrent l'influence du temps de maintien à 900'C sur l'allongement A Z à la rupture à température ambiante d'un alliage expérimental à 29Cr 4Mo 4Ni Ti et 25Cr 4Mo 4Ni Ti. Il en est de mime de l'augmentation de la teneur en nickel comme le montre le diagramme de la figure 3. Les courbes représentées sur ce diagramme montrent l'effet d'une addition de 2 à 4 X de Ni sur l'allongement A Y à la rupture à température ordinaire d'un alliage expérimental à 29Cr 4Mo Ti après des temps croissants de maintien à 900C. Ainsi, lorsque les teneurs en chrome, nickel et molybdène croissent, des durées de maintien de plus en plus courtes à 900'C provoquent laprécipitation de phases intermétalliques nuisibles pour la ductibité de l'alliage, ce qui entraine une augmentation très 2644478' g sensible, voir rédhibitoire des difficultés de fabrication industrielle de ces aciers inoxydables ferritiques. On comprend dès lors que les alliages industriels actuellement disponibles soient: - du type 25 XCr 4 ZMo 4 ZNi stabilisés au titane et au hiobium, la plus faible teneur en chrome permettant d'adopter des teneurs élevées en molybdène et en nickel mais au détriment de la résistance à la corrosion par piqûres. - du type 28 ZCr 2 ZMo 4 ZNi stabilisés au titane ou au niobium, les fortes teneurs en chrome et en nickel nécessitant une diminution de la teneur en molybdène pour réduire la vitesse de précipitation des phases fragilisantes. Dans le brevet FR-A-2.377.457 l'addition de nickel jusqu'à 5 Z est justifiée en tant qu'améliora- tion de la tenacité à froid, c'est-à-dire de la résistance au choc, et de la résistance à la corrosion. Des essais ont montré que l'amélioration de la résistance au choc que peut procurer l'addition de 4 Z de nickel à un acier inoxydable ferritique du type ZCr 4ZMo 0.5ZTi n'était plus observée quand la teneur en chrome est supérieure à 28 X comme le montre le diagramme de la figure 4. Le diagramme de la figure 4 montre l'évolution de la résistance aux chocs en fonction de la température et de la teneur en nickel. Ce diagramme ne met pas en évidence d'effets bénéfi- ques du nickel quand l'essai de rupture par choc d'une éprouvette entaillée a lieu au-dessus de 0OC dans le cas d'un acier inoxydable ferritique contenant environ 29Z de chrome, 4 Z de molybdène et 0,5 Z de titane. Contrairement à l'opinion couramment émise, l'effet du nickel apparait néfaste car l'énergie nécessaire pour rompre l'éprouvette est, dans ce cas, nettement inférieure à celle de l'acier inoxydable ferritique ne contenant pas de nickel. L'influence bénéfique du nickel n'apparait que pour les teneurs en chrome plus faibles. Ainsi, l'alliage à environ 25 Z de chrome, 4. de molybdène, 4 Z de nickel et 0,5 X de titane ne présente pas de fragilité à froid entre 0 et -50'C contrairement à l'alliage contenant environ 29 X de chrome, 4 X de molybdène. 4Z de nickel et 0,5 Z de titane comme cela apparait sur le diagramme de la figure 5 qui montre l'évolution de la résistance à la rupture aux chocs en fonction de la température et de la teneur en chrome. Ce même diagramme révèle en outre, qu'à l'état ductile, l'énergie de rupture de l'acier à environ 25 Z de chrome, 4 X de molybdène, 4 X de nickel et 0,5 Z de titane est nettement supérieure à celle de l'acier contenant une teneur plus élevée en chrome et des teneurs sensiblement voisines en molybdène, nickel et titane. Par ailleurs, en milieu chloruré, la résistance à la corrosion caverneuse, c'est-à-dire dans les espaces confinés sous les dépôts ou les 25. interstices de construction, est un critère d'utilisation primordial. En effet, dans une caverne, il est connu que se produit une acidification progressive par formation d'acide chlorhydrique provenant de l'hydrolyse des produits de corrosion. Contrairement aux enseignements du FR-A-2.377.457, l'addition de 4 Z de nickel à un acier inoxydable ferritique stabilisé au titane ou au niobium se tradu'it par une nette diminution de la résistance à la corrosion caverneuse. En effet, des ll examens effectués sur des échantillons après test ASTM G48 montrent que les échantillons d'acier contenant 4 Z de nickel subissent une attaque sévère. Compte tenu de l'effet accélérateur du nickel sur la précipitation à chaud des phases inter- métalliques qui fragilisent l'alliage et amoindrissent sa résistance à la corrosion, l'alliage selon la pré- sente invention ne contient aucune addition volontaire de nickel qui est considéré comme un élément résiduel. Cette absence d'une quantité significative de nickel permet l'adoption de hautes teneurs en chrome supéri- eure à 28,5 Z et en molybdène supérieure à 3,5 Z né- cessaires à l'obtention d'une résistance à la corro- sion caverneuse et par piq res optimale pour l'acier inoxydable ferritique contenant du titane et du niobium. Dans l'acier ferritique selon le FR-A-2.377.457, on ajoute à l'acier jusqu'à 3 Z de cuivre et, de préférence, de 0.5 à 2 Z de cuivre, ce qui selon ce brevet augmente la résistance à la corrosion dans les acides non oxydants, et, en particulier dans les solutions chaudes d'acide sulfurique. Or, selon des recherches effectuées dans le cadre de la présente invention et présentées sur le diagramme de la figure 6, les résultats révèlent que le cuivre n'est à l'origine d'aucune amélioration de la résistance à la corrosion dans les milieux chlorures faiblement acides analogues aux milieux corrosifs qui se forment dans les cavernes. Ce diagramme montre les vitesses de corro- sion (mm/an) déduites des pertes de poids observées après 24heures d'immersion en milieu NaCl 2M-HCl 0,2M désaéré par' barbotage d.'azote, à la température de 'C respectivement pour les alliages 6 et 7 du tableau 1 précédent. Par conséquent, en l'absence de nickel, l'addition de cuivre compris entre 0,5 et 2 X. ne dégrade pas et n'améliore pas la résistance à la corrosion caverneuse et par piq res en milieu chloruré. Selon la présente invention, on ajoute de 0,5 à 2 Z de cuivre à l'acier inoxydable ferritique à haute teneur en chrome et en molybdène et contenant du titane ou du niobium. Le diagramme de la figure 7 dont les courbes montrent l'influence de I Z de cuivre sur la résistan- ce aux chocs, indique que l'addition d'environ 1 Z de cuivre à un alliage contenant environ 29 Z de chrome, 4 Z de molybdène et 0,5 Z de titane se traduit par une diminution de l'ordre de 20'C de la température de transition entre l'état fragile caractérisé par de très faibles énergies de rupture et l'état ductile correspondant à des énergies de rupture élevées. Il s'en suit une amélioration très sensible de la résistance aux chocs de l'alliage due à l'addition de cuivre. La mise en évidence de l'effet bénéfique du cuivre sur la fragilité à froid constitué une caractéristique essentielle de la présente invention. En effet, l'ajout de cuivre est en général préconisé pour améliorer la résistance à la corrosion dans les solutions chaudes d'acide sulfurique comme le précise le FR-A-2.377.457; et non pour améliorer la résistance aux chocs à température ambiante. Outre l'effet particulièrement favorable du cuivre- sur la résistance aux chocs, une autre parti- cularité essentielle de la présente demande réside également dans la mise en évidence d'une inhibition de la précipitation des phases intermétalliques fragil- santes par l'addition de cuivre comme le prouve le diagramme de la figure 8 dont les courbes représentent. l'influence de l'addition de cuivre sur la cinétique de précipitation des phases intermétalliques fragilisantes dans un acier inoxydable ferritique à 29Cr 4Mo Ti. L'addition de cuivre retarde donc de façon très nette l'apparition de phases fragilisantes dans le domaine de température 750 i 950'C. D'autre part, pour éviter la corrosion intergranulaire due i la précipitation de carbure et de nitrure de chrome ayant pour conséquence un appauvrissement en chrome au voisinage immédiat des joints de grains, les additions de titane ou de niobium sont couramment effectuées aux aciers inoxydables ferritiques pour fixer le carbone et l'azote i l'état de carbure et de nitrure de titane ou de niobium. Cependant, ces additions de titane ou de niobium ont deux effets néfastes connus qualitati- vement, mais non quantifiés jusqu'à présent. Ils accélèrent la précipitation des phases intermétal- liques fragilisantes et diminuent la résistance aux chocs. En diminuant la teneur en carbone et en azote, ce qui permet de réduire la quantité de titane ou de niobium nécessaire pour fixer le carbone et l'azote, il a été constaté dans le cadre de la présente invention qu'on améliorait de façon très nette la résistance aux chocs d'un acier inoxydable ferritique i teneur élevée en chrome et en molybdène et qu'on retardait simultanément la vitesse de formation des phases intermétalliques fragilisantes. Ainsi, une diminution de la température de transition de l'état fragile à l'état ductile de l'ordre de 20'C peut être observée dans le cas d'une tôle de 2 mm d'épaisseur comme l'indique le diagramme de la figure 9 dont les courbes montrent la différence de la résistance aux chocs d'un acier inoxydable su- per-ferritique à 29Cr 4Mo 0,21Ti (C + N = 0,013 Z) et un acier inoxydable super-ferritique à 29Cr 4Mo 0,56Ti (C + N = 0,045 Z). Le domaine d'apparition des faces fragili- santes est, en outre fortement déplacé vers la droite, du côté des durées de maintien isotherme plus élevées comme l'indiquent les courbes du diagramme de la figure 10 qui comparent la cinétique de précipitation des phases fragilisantes pour un acier inoxydable super-ferritique à 29Cr 4Mo 0,56Ti (C + N = 0,045) et pour un acier inoxydable super-ferritique à 29Cr 4Mo 0,21Ti (C + N = 0,013). Après un maintien de 1 heure à 900-C, un alliage à 0,018 Z de carbone, 0, 027 X d'azote, 28,90 Z de chrome, 3,75 Z de molybdène, 0,035 Z de nickel et 0,56 Z de titane, ne possède plus, à température ambiante, qu'un allongement à la rupture de 6 Z tandis qu'un alliage de 0,03 Z de carbone, 0,010 ' d'azote, 28,90 Z de chrome, 3,97 Z de molybdène, 0,041 Z de nickel et 0,21 Z de titane présente un allongement à la rupture de 26 Z. La réduction des teneurs en carbone et en azote associée à une addition de cuivre permet également d'obtenir une température de transition de l'état fragile à l'état ductile nettement inférieure à 0OC pour une tôle de 2 mm d'épaisseur comme l'indique le diagramme de la figure 11 dont les courbes permettent de- comparer la résistance aux chocs d'un acier inoxydable super-ferritique à 29Cr 4Mo 0,2Ti avec O ou 1Z de cuivre. Par ailleurs, la présente invention exclut volontairement l'addition de nickel, qui est un élément coûteux et qui accélère la formation de phases intermétalliques fragilisantes et amoindrit la résistance à la corrosion caverneuse en milieu chloruré. Compte tenu de l'effet accélérateur du titane et du niobium sur la formation des phases intermétalliques fragilisantes et de leur influence néfaste sur la résistance aux chocs lorsqu'ils sont combinés au carbone et à l'azote, les aciers inoxydables ferritiques selon la présente invention sont d'autant plus résistants aux chocs et ont une stabilité structurale dans le domaine compris entre 650 et 1000'C d'autant plus élevé que les teneurs en CN,Ti et Nb sont faibles. Pour optimiser la résis- tance i la corrosion intergranulaire, les teneurs en titane et/ou en niobium à ajouter, doivent être égales au minimum nécessaire pour fixer le carbone et l'azote et prendre en considération le fait que le titane et/ou le niobium en solution solide dans la ferrite ne participent pas au piégeage du carbone et de l'azote. Ainsi, la teneur en titane doit satisfaire à l'équation suivante: ZTi > 0. 10 + 4x (ZC) + 3,4 x (7 N) et en particulier à l'équation: ZTi > 0,15 + 4 x (ZC) + 3,4 x(Z N) pour que la résistance à la corrosion intergranulaire soit optimale. Les coefficients 4 et 3,4 découlent logique- ment des valeurs approchées des masses atomiques du titane (48), du carbone (12) et de l'azote (14) ainsi que des formules du carbure de titane et.du nitrure de titane, respectivement TiC et TiN. Si l'acier inoxydable ferritique est stabilisé au niobium, l'équation devient: ZNb > 0,10 + 7,7 x(7C) + 6,6 x(l N). La masse atomique du niobium étant prise égale à 93 grammes. Dans le cas particulier correspondant à une résistance à la corrosion intergranulaire optimale, l'équation devient: XNb > 0,20 + 7,7 x(ZC) + 6,6 x(ZN). Compte tenu du coût du titane et du niobium et des effets néfastes possibles d'un excès de ces éléments, il est souhaitable de se rapprocher au mieux de l'excès de la quantité théoriquement nécessaire pour fixer le carbone et l'azote. Selon la présente demande, l'addition de cuivre est limitée à moins de 2 Z, la précipitation de particules riches en cuivre ayant pour conséquence une dégradation sensible de la forgeabilité à chaud lorsque la teneur en cuivre est supérieure à 2 Z. Une addition d'aluminium à l'acier inoxydable ferritique selon la présente demande peut être ajoutée lors de l'élaboration à des fins de désoxydation. Par conséquent, l'ajout du cuivre entre 0,5 -et 2 X renforce la résistance aux chocs de l'alliage tout en réduisant la vitesse de formation des phases intermétalliques dures et fragilisantes du type sigma et chi qui peuvent se former lors des traitements thermiques de fabrication ou du soudage. Il en découle la possibilité d'élaborer un alliage stabilisé au titane ou au niobium à très haute teneur en chrome entre 28,5'à. 35 Z et en molybdène entre 3,5 et5,5 Z, indispensables à l'obtention d'une résistance à la corrosion maximale tout en minimisant l-es difficultés de fabrication et les risques de dégradation des autres propriétés finales. De par ses propriétés, l'alliage ferritique selon la présente invention est particulièrement approprié pour l'utilisation sous forme de tbles et de feuillards dont l'épaisseur peut être supérieure a celle généralement utilisée en pratique (moins d'un mm) pour un acier inoxydable ferritique de même teneur en chrome et en molybdène contenant du titane ou du niobium. L'acier inoxydable décrit par la présente invention est particulièrement destiné à la fabrication de tubes soudés pour des échangeurs de chaleur véhiculant de l'eau chlorurée. Il peut être par exemple élaboré par la filière acierie électrique, AOD et/ou affinage sous vide, coulée continue et laminage à chaud sur train à bande. REVENDICATIONS 1. Acier inoxydable ferritique résistant à la corrosion dans des milieux chlorures neutres ou faiblement acides, ductile et résistant au choc, caractérisé par la composition chimique pondérale suivante: - 28,5 à 35 Z de chrome, - 3,5 à 5,50 Z de molybdène, - 0,5 à 2 Z de cuivre, - moins de 0,50 Z de nickel, - moins de 0,40 Z. de manganèse, - moins de 0,40 - de silicium, - moins de 0,030 % de carbone, - moins de 0,030 Z d'azote, - un pourcentage en titane et/ou en niobium au moins égal à 0,10 Z et inférieur à 0,60 Z, - et contenant jusqu'à 0,10 Z d'éléments ajoutés pour la désoxydation tels que de l'aluminium, du magnésium, du calcium, du bore, des matériaux de terres rares, le reste étant du fer et des impuretés résultant de la fusion des matières nécessaires à l'élaboration. 2. Acier inoxydable ferritique selon la revendication 1, caractérisé en ce qu'il contient moins de 0,010 Z de carbone et moins de 0,015 Z d'azote, la somme du carbone et de l'azote étant inférieure à 0,025 Z. 3. Procédé d'élaboration d'un acier inoxydable ferritique selon l'une quelconque des revendications 1 et 2, à partir duquel on forme une bande d'acier qui est laminée à chaud, caractérisé en ce que l'on soumet la bande d'acier laminée à chaud à un recuit à une température comprise entre 900 et 1200'C, puis on soumet la bande d acier à un premier laminage à froid 1 9g suivi d'un recuit intermédiaire à une température comprise entre 900 et 1200'C et enfin on soumet la bande d'acier i un second laminage à froid suivi d'un recuit final i une température comprise entre 900 et 1200'C. 4. Procédé selon la revendication 3, caractérisé en ce que le recuit intermédiaire et le recuit final sont effectués en continu pendant 20 secondes à 5 minutes. 5. Procédé selon les revendications 3 et 4. caractérisé en ce que les recuits sont suivis d'un refroidissement rapide.