La présente invention concerne le domaine des poudres alliées utilisables pour la fabrication d'aciers frittés. Elle a plus particulièrement pour objet une poudre alliée d'un type nouveau, ainsi qu'un procédé de préparation de celle-ci. 5 Les techniques de fabrication de constituants structuraux par compres sion et frittage de poudre de fer sont devenues de plus en plus importantes durant les dernières décades, en raison des avantages obtenus par/:ette méthode. Entre autres, ces techniques rendent possible la fabrication d'éléments compliqués correspondant à d'étroites tolérances dimensionnelles, en 10 réalisant quelques opérations simples et avantageuses sur le plan économique par rapport aux opérations classiques d'usinage. On obtient couramment des résistances à la traction de 15-25 kg par cm^ avec une poudre de fer frittée pure. Dans l'état actuel de la technique, on peut obtenir des résistances à la traction plus élevées en mélangeant du cuivre, du nickel et/ou 15 du graphite à la poudre de fer avant sa compression. On connaît également d'autres éléments d'alliage. Au cours du frittage des constituants utilisés de cette façon, il se produit, dans une certaine mesure, une homogénéisation de la composition de l'alliage par diffusion des éléments d'alliage. Afin d'accroître davantage la résistance à la traction et la dureté, les ma-20 tériaux frittés contenant du carbone peuvent être traités thermiquement de la même manière que les aciers classiques. De la même manière que dans le cas de la fabrication d'aciers classiques, le résultat obtenu par traitement thermique des aciers frittés dépend de la dimension des constituants, puisque la structure martensitique nécessaire pour le durcissement est seule-25 ment obtenue lorsque les vitesses de refroidissement dépassent une certaine limite. L'accroissement de dimension des particules donne des vitesses de refroidissement plus faibles. La limite correspondant à la vitesse de refroidissement critique peut être abaissée par addition de certains éléments d'alliage, de sorte que des particules plus grandes des constituants peuvent 30 être alors utilisées et convenablement durcies par trempe. La trempabilité d'un acier est définie comme étant la plus grande profondeur à laquelle un échantillon ayant une forme définie peut donner une certaine dureté dans certaines conditions. Il est bien connu en métallurgie d'ajouter des éléments d'alliage avant la compression, en ajoutant des poudres formées par les mé-35 taux d'alliage (éléments d'addition), en vue d'accroître la trempabilité. Un 11231 2 2006263 sérieux inconvénient à cet égard consiste en la difficulté d'obtenir une distribution suffisamment homogène des éléments d'alliage, dans le matériau fini, lorsque l'on met en oeuvre des températures de frittage et des durées de frittage convenant du point de vue économique. 5 Une amélioration à cet égard a été décrite dans la demande de brevet suédoise n° 12.123/66 au nom de la demanderesse, qui concerne un nouveau procédé pour la fabrication de poudres partiellement pré-alliées. Conformément à ce procédé, les éléments d'alliage sont ajoutés à la poudre de fer sous une forme finement pulvérisée, si possible oxydée. Le mélange est 10 alors soumis à un recuit dans une atmosphère réductrice. Il se produit alors un certain frittage des particules de l'alliage sur les particules de fer. On obtient de cette façon une distribution stable, finement dispersée, des éléments d'alliage dans la poudre. Cette distribution est maintenue au cours de l'étape de compression, de sorte que le matériau fritté final devient beaucoup 15 moins hétérogène que si l'on avait utilisé un simple mélange de poudres ayart la même composition. On maintient par ce procédé l'aptitude élevée à la compression de la poudre de fer, puisque seulement une petite partie des éléments d'alliage diffuse dans les particules de fer avant le frittage. Des atmosphères de frittage telles que l'ammoniac dissociéj les gaz 20 formés par un processus endothermique, etc., qui sont généralement utilisées dans les fours industriels, contiennent toujours de la vapeur d'eau ainsi que de l'hydrogène gazeux et d'autres constituants réducteurs ou inertes. La vapeur d'eau est partiellement dissociée selon la réaction : H2o -y-» H2 + 1/2 o2 25 c'est-à-dire : ■K p H * * 0 AGQ 1 = BTln H2& c'est-à-dire que le potentiel d'oxygène est déterminé par l'équation : 1/2 RTln PQ = RTln (PH /PR Q) - A G° . 30 Habituellement la teneur en vapeur d'eau est telle que la valeur du point de rosée de l'atmosphère est comprise entre -10 et +5°C. Dans le cas 69 11231 3 2006263 de l'ammoniac dissocié, cela signifie que le potentiel d'oxygène est compris entre -50,3 et -56,4 kcal par atome-gramme d'oxygène à 1120°C, ce qui est la température de frittage la plus usuelle. Ce potentiel d'oxygène est si élevé que certains éléments théoriquement utilisables comme éléments d'alliage 5 s'oxydent lors du frittage, de sorte que l'effet bénéfique qu'Uspouriaiert apporter est alors perdu. En principe, les conditions d'équilibre pour l'oxydation résultent de l'équation : Me 4- 1 /2 0 » MeO c'est-à-dire : 10 * „o „ &MeO ÙG° = - RTln et 2 aMe \J V 1/2 RTln P. . = Ag°, + RTln Me° 0 2 a 2 Me 15 II résulte de ce qui précède qu'il est évident que le potentiel d'oxygène critique auquel le métal Me commence à s'oxyder est accru si ce métal est dissous dans un autre métal, de telle sorte que son activité devienne inférieure à 1. Dans les mélanges purs de poudres de fer et de poudres métalliques alliées 20 ou de poudres mises en oeuvre selon le procédé décrit dans la demande de brevet précitée, les particules métalliques d'alliage sont la plupart pures, de sorte que la dissolution du métal d'alliage dans le fer ne se produit pas avant frittage. Ceci signifie que les éléments d'alliage qui sont sensibles à l'oxydation courent le risque d'être oxydés avant le début de la dissolution. Dans les 25 poudres alliées homogènes, c'est-à-dire les poudres dont les particules sont caractérisées par une distribution tout à fait homogène de tous les éléments d'alliage, cet inconvénient est évité pour autant que les éléments d'alliage se trouvent, déjà avant frittage, à leur faible activité finale. Les potentiels d'oxygène à 1120°C de certains éléments d'alliage purs sont donnés dans le 30 tableau I ci-après. Ce tableau montre que les éléments d'alliage tels que Cu, Mo et Ni, sont moins sensibles à l'oxydation que le fer, et que, par conséquent, ils peuvent être avantageusement utilisés à la fois dans des poudres partiellement pré-alliées et dans des poudres homogènes. P, Cr, Mn, Ta, 11231 4 2006263 Nb, V, B, Ti et Al sont considérablement plus sensibles à l'oxydation, et il est avantageux que ces éléments soient distribués d'une façon homogène dans les particules de poudre avant frittage. Il est évident, d'après ce qui précède, que l'un des avantages des pou-5 dres pré-alliées homogènes, par rapport aux poudres partiellement préalliées ou aux mélanges de poudres, consiste en la possibilité d'utiliser un plus grand nombre d'éléments d'alliage sensibles à l'oxydation. Un autre avantage consiste en ce que l'on obtient une micro-structure entièrement homogène dans les pièces frittées. Cependant, un inconvénient important rési-10 de dans le fait que la plupart des éléments d'alliage, en solution solide, aug-meiiB^a dureté du fer, de sorte que la compressibilité de la poudre se trouve nettement réduite. Le but de la présente invention consiste, par l'addition d'éléments d'alliage appropriés, à pouvoir disposer de nouvelles poudres alliées hânogenes^ 15 qui, d'une part, présentent la plus haute compressibilité possible et qui, d'autre part, par addition de carbone, et par mise en oeuvre des processus de la métallurgie des poudres, donnent des aciers alliés frittés à basse teneur en carbone et ayant la trempabilité la plus élevée possible. Il convient à ce sujet de comparer l'influence des différents éléments 20 d'alliage, d'une part surla trempabilité et, d'autre part, sur la dureté du fer exempt de carbone, ou mieux sur sa résistance à la traction. L'influence des éléments d'alliage sur la trempabilité est habituellement déterminée au moyen du facteur de multiplication (F), c'est-à-dire du coefficient par lequel il faut multiplier la trempabilité d'un acier fer-carbone non allié pour obtenir la 25 trempabilité d'un acier ayant la même teneur en carbone, mais avec une concentration déterminée en l'élément d'alliage considéré. Pour des faibles te» neurs en élément d'alliage F est généralement une fonction linéaire de la concentration c en élément d'alliage. Dans le tableau I ci-après, la dérivée du dF facteur de multiplication par rapport à la concentration f = —-j-— est donnee 30 pour différents éléments d'alliage dans les intervalles de concentration intéressants. De plus, ce tableau donne la dérivée par rapport à la concentration g = de la résistance à la traction G du fer exempt de carbone en présen ce d'un élément d'alliage en solution solide dans le fer. Puisque la compressibilité de la poudre décroît lorsque la résistance à la traction des particules 35 croît, g caractérise la décroissance de la compressibilité due à la concentra 11231 5 2006263 tion en élément d'alliage. Le rapport f/g mesure ainsi, pour tin certain pourcentage d'alliage, l'accroissement de trempabilité qui est obtenu pour une certaine diminution, de la compressibilité. TABLEAU I 10 Elément d'alliage Intervalle de concentration en % pondéral 2) g kg/mm f/4/ 2 mm 7 kg max 1/2 RTln 02 à 1120°C et activité 1, en Kca]/atome -gramme d'cxy-gène 15 20 25 30 Al Si P Ti y Cr Mn Ni Cu Nb Mo Ta Fe 0-0,001 >0, 001 0-1 0-2 0-0, 12 0-0,11 0, 11-0, 25 0-0,25 0, 25-0, 8 0-4 4-13 0-4 - 0-3 0-1 0-0, 8 0, 1 761 0 3) 1,93 1, 67 3, 50 3) 3) 5) \3) 6, 50" -6, 30 2,70^ -1,73 3,255^ >1 4,35> 1,75 1,75 0, 88 4, 50 5) 5) 4) 5) t105*'] 9,2 19,7 74 15, 5 5,6 3, 0 9,2 7,4 25 7,4 ™ 7 0 1,76 0, 21 0, 08 0, 05 0,41 0.48 1, 08 0,47 0,25 0, 07 0,61 1, 61 1,44 -74 -99 -75 -61 -93 -71 -62 -68 -29 -16 -70 -38 -69 -41 35 x) On ne trouve pas d'information dans la littérature sur l'influence du bore sur la résistance à la traction de la ferrite. La valeur donnée dans le tableau correspond au béryllium, qui est le métal possédant l'influence la plus forte parmi tous les éléments d'alliag^âe substitution et qui, comme le bore, possède un rayon atomique très court. En conséquence, il y a lieu de croire que l'influence du bore sur la résistance à la traction du fer est du même ordre que celle du béryllium. 69 11231 6 2006263 On peut citer à ce sujet les références suivantes dans la littérature : 1) Sandvikens Handbok, Tome 7, vol. II, p. 54; 2) Comstock, G.F., Titane dans le fer et l'acier, 1955, p. 116; 3) Grande, R.A., Bore, calcium, colombium et zirconium dans le fer 5 et l'acier, 1957, p. 20; 4) Ibid, p. 155; 5) Metals Handbook, 1948, p. 498; 6) Glassner, A.', Les propriétés thermochimiques des oxydes, fluorures et chlorures jusqu'à 2500°K, Imprimerie du Gouvernement américain: 10 1959 0-490339. La valeur la plus élevée du rapport f/g est obtenue dans le cas du bore en raison de son influence exceptionnelle sur la trempabilité, même pour une très faible concentration. Le facteur de multiplication du bore, cependant, atteint une valeur maximale de 1, 76 à une concentration de 0, 001% et reste 15 ensuite constant. En pratique, cependant, on a trouvé qu'une teneur en bore allant jusqu'à 0, 005% n'est accompagnée par aucune diminution intempestive de la compressibilité. En ajoutant encore un ou plusieurs éléments d'alliage, la valeur totale du facteur de multiplication pour l'acier fritté, et en conséquence la trempabilité, peuvent être encore augmentées. 20 Après le bore, l'élément le plus favorable est le chrome pour lequel f/g est égal à 1, 08. Contrairement à ce qui se passe dans le cas du bore, le facteur de multiplication du chrome augmente presque linéairement jusqu'à une valeur d'environ 5%, et ensuite progressivement, mais quelque peu plus lentement, jusqu'à environ 13%. Pour des teneurs en chrome plus élevées, le 25 domaine austénitique devient si limité que le matériau serait difficile à tremper pour cette raison (référence n° 7:E. Houdremont, ouvrage concernant l'art des aciers spéciaux, 1956, p. 629). On voit également, à l'examen du tableau I, que Mo et Mn sont des additifs de valeur en ce qui concerne l'accroissement de la trempabilité (f/g étant respectivement égal à 0, 61 et à 0, 4"$. 30 Ces éléments donnent tous, deux un accroissement presque linéaire du facteur de multiplication jusqu'à des teneurs de l'ordre de 3 à 5%. Les valeurs du rapport f/g pour le vanadium et le titane sont relativement hautes (0,48 et 0,41 respectivement), mais le facteur de multiplication est au plus égal à 1,44 et 1, 61 respectivement. Ces deux valeurs sont obtenues 35 pour les proportions respectives de 0, 25 et 0, 11% en poids. Par conséquent, 11231 7 2006263 du point de vue du durcissement par trempe, ces deux éléments doivent être considérés comme moins intéressants que ceux mentionnés dans le paragraphe précédent. Il se trouve que de tels éléments, pour lesquels le rapport f/g dépass-e 5 0,40, sont particulièrement appropriés comme éléments d'alliage dans les poudres de fer alliées homogènes, en vue de la fabrication d'aciers frittés à haute résistance. Des éléments tels que le silicium, le phosphore et le cuivre (f/g égal à, respectivement, 0, 08-0, 05 et 0, 07) sont tout à fait inappropriés. La concentration de ces éléments doit, par conséquent, être mainte-10 nue aussi faible que possible. L'aluminium et le nickel occupent une position intermédiaire (f/g égal à, respectivement, O, 21 et 0,25). On sait que la résistance des métaux diminue considérablement lorsque les dimensions des particules ou grains s'accroissent. Au cours du frittage, v de taille le matériau est soumis a des conditions telles que la croissance/oes grains 15 est favorisée. L'addition de petites quantités de l'un des éléments d'alliage Nb, Ti ou Y s'est révélée être efficace pour limiter la croissance des grains dans les aciers compacts (référence n" 8;L. Mayer, C. Strassburger et D. Schauwinhold, archives de la métallurgie du fer, 3^5 (1964), p. 541-549). Afin de rechercher si le même effet pouvait être obtenu avec des aciers frittés, 20 on a effectué des essais avec des poudres alliées homogènes, d'une part sans l'addition d'ajuvants inhibant la croissance de la taille du grain, et d'autre part en présence de tels adjuvants. Les poudres sont comprimées aveq/Ô, 6% de graphite et 0, 5% de stéarate de zinc pour donner des échantillons cylindriques d'essai qui sont frittés à 1120°C pendant une heure, dans une atmosphère 25 réductrice avec un potentiel de carbone correspondant à la teneur en carbone du mélange. Les échantillons d'essai ont alors été refroidis lentement jusqu'à la température ambiante. Une étude métallographique des échantillons d'essai a montré que les dimensions des particules avaient diminué lorsque l'on avait ajouté Nb, Ta et V. Les résultats sont donnés dans le tableau II 30 ci-des sous. 69 11231 8 2006263 TABLEAU II Dimensions des particules d'après l'échelle J.K.M.*^ Essai n° 1 Essai n" 2 Essai n° 3 Essai n° 4 B % 0,0013 0,0010 0,0012 0,0009 5 Cr 0,52 0,50 0,49 0, 51 Mo 0,48 0,47 0,52 0,47 Nb 0,031 Ta 0, 003 Ti 0,09 10 V 0,22 Dimensions des particu- 11 8 10 9 - les 3t) D'après l'ouvrage de Sandvikens, Tome 7, Vol. I, p. 109 (référence n°9). 15 Les concentrations en Ti et V ont été choisies de façon à correspondre à la trempabilité maximale. Il est possible que,pour des teneurs plus élevées, une réduction plus importante des dimensions des grains puisse être obtenue, mais le facteur de multiplication décroîtrait alors. Lors de la fabrication de la poudre, on ajoute Nb sous la forme d'un alliage fer-niotàim-tantale, le rap-20 port Nb/Ta étant égal à environ 10:1. La teneur en Nb est limitée à 0, 03% en poids, parce que, lors de l'expérimentation d'aciers en masse (voir référence n° 8) il s'est révélé que l'addition de niobium au-delà de ce pourcentage n'entraînait aucune amélioration. Les résultats du tableau II montrent que Nb-Ta donne la plus forte réduc-25 tion des dimensions des grains, V venant ensuite et, finalement, Ti. Lorsque l'on fabrique des poudres d'acier alliées homogènes par atomisa-tion d'aciers fondus, on désire abaisser la teneur en carbone de la masse fondue, de même que sa teneur en oxygène jusqu'à des valeurs faibles. Pour des teneurs en carbone trop élevées, une partie des éléments d'alliage . est com-30 binée au carbone sous la forme de carbures, après solidification, et par conséquent la compressibilité delà poudre d'acier se trouve abaissée. Une faible teneur en carbone de la masse fondue entraîne une haute teneur en oxygène. Ceci signifie alors qu'il existe un risque d'oxydation de certains éléments d'alliage sensibles de ce point de vue. Pour cette raison, il est nécessaire 69 11231 9 2006263 de désoxyder la masse en fusion avant d'ajouter les éléments d'alliage. En raison de sa grande affinité vis à vis de l'oxygène et de la valeur relativemert haute du rapport f/g, l'aluminium convient tout spécialement pour cette déso-xydation. En général, une addition d'environ O, 05% d'aluminium est suffi -5 santé pour désoxyder l'acier d'une manière appropriée. Des additions de calcium ou de zirconium peuvent être également effectuées pour obtenir cette dés oxydation. En plus des éléments d'alliage mentionnés ci-dessus, il existe dans les aciers, d'une manière habituelle, de nombreux éléments à faibles concentra-10 tions. En conséquence, ces éléments se retrouvent également dans les poudres d'acier obtenues par atomisation d'acier fondu. Ainsi de faibles proportions de Si, S et P ne peuvent être évitées. L'invention sera décrite plus complètement dans les exemples suivants qui sont donnés, à titre non limitatif, afin d'illustrer ladite invention. 15 Exemple 1 On prépare trois poudres A, B et C, de différentes compositions, par atomisation d'aciers fondus ayant une faible teneur en carbone. Ces poudres ont été séchées et recuites à 950°C pendant une heure dans une atmosphère d'ammoniac dissocié. Les compositions étaient les suivantes : 20 A : 0,25% Mn; 0,01% C; impuretés dans les concentrations habituelles. B : 1, 75% Ni; 1, 50% Cu; 0, 5% Mo; O, 01% C; impuretés dans les concentrations habituelles. C : 0, 0013% B; 0, 52% Cr; 0, 48% Mo; 0, 25% Mn; 0, 01% C; 0, 03% Al; impuretés dans les concentrations habituelles. 25 Pour chacune de ces poudres, on a effectué les déterminations suivantes: On a calculé l'accroissement total de la résistance à la traction cl G , tôt dû aux éléments d'alliage en solution solide dans la poudre exempte de carbone en utilisant la formule : S G. = tôt 12 n 30 dans laquelle l'indice 1, 2, ..., n désigne les éléments d'alliage. On a calculé de plus la valeur totale du facteur de multiplication pour la trempe d'un acier fritté contenant du carbone, fabriqué à partir de la poudre précitée, en utilisant la formule : F = F F F tôt 1 * 2 £ n 11231 10 2006263 dans laquelle l'indice 1, 2, . ... ,n désigne les différents éléments d'alliage. On a déterminé la compressibilité des trois poudres en effectuant des essais selon la norme ASTM Standard B 331-63T, en l'absence de graphite ou de lubrifiants. 5 On a tamisé les poudres à travers un tamis ayant des mailles de 0, 147mm et l'on a mélangé la fraction ayant passé à travers le tamis avec 0, 6% de graphite et 0, 5% de stéarate de zinc en vue de fabriquer des barres d'essai frit- 2 tées. On a comprimé le mélange à une pression de 6 t/cm de façon à obtenir des barres d'essai de résistance à la traction selon la norme MPA Stan-10 dard 10-50 et des barres d'essai de résistance au choc, au mouton Charpy selon la norme ASTM Standard E 23-66 (échantillon type A d'essai au choc en poutre simple). Les barres d'essai ont été frittées/t 1120°C pendant une heure dans une atmosphère gazeuse réductrice et ayant un potentiel de carbone correspondant à la teneur en graphite inclus. La teneur en carbone après 15 frittage était de 0,5 + 0, 03%. Quelques unes des barres d'essai ont été ensuite traitées thermiquement par chauffage à environ 50°C, au-dessus de la température de limite de phases pour les domaines et If + 0 20 On a mesuré la densité des barres d'essai, et ensuite on les a soumises à des essais de résistance à la traction et d'allongement à la rupture. Les barres d'essai de résistance au choc ont été expérimentées dans une machine d'essai au choc, alors qu'elles ne possédaient aucune entaille. On a mesuré la trempabilité de la façon suivante : on a pris une série d'é-25 léments d'essai cylindriques similaires géométriquement, mais de différents diamètres, et on a comprimé et fritté ceux-ci à 1120°C jusqu'à obtention d'une densité de 7, 0 g/cm et une teneur finale en carbone de 0, 5%; on a ensuite soumis ces éléments à une austénitisation pendant trente minutes à une température de 50°C au-dessus de la température de limite de phases pour les do-30 maines et îf + p(. , à la suite de quoi on les a soumis à une trempe dans de l'huile maintenue à une température de 50°C. On a divisé ces éléments cylindriques par le milieu et on â déterminé la dureté dans la zone centrale de la surface sectionnée d'après l'essai de dureté Vickers, avec une charge de 10 kg. On a établi la courbe donnant la dureté en fonction du diamètre desdits 2 35 éléments et l'on a adopté le diamètre correspondant à une dureté de 275 kg/mm 11231 11 2006263 comme mesure de la trempabilité. Les résultats obtenus sont donnés dans le tableau ci-dessous : A B Ç_ /G , kgMn2 3, 5 53,5 9,6 5 3 Compressibilité, g/cm , à 4, 2 Mg/cm 6, 5 72 7,3 5,98 10, 5 6, 65 Densité, g/cm 7, 07 6, 52 O o Ré.âstance à la traction, kg/mm 49, 7 40, 3 53,2 Allongement, % 2, 5 1,1 3,4 10 Energie d'impact, kg/cm^ 2, 0 1,3 2,4 Propriétés après traitement thermique : Densité, g/cm 7, 07 6, 51 6,98 Résistance à la traction, kg/mm^ 81 75 98 Allongement, % 1, 2 0,4 1,3 15 Energie d'impact, kg/cm 1, 6 0,5 1,8 Dureté, kg/mm^ 270 215 346 Trempabilité^en mm pour densité de 7,0 g/cm 6 28 46 Ces résultats montrent que la poudre A, avec une teneur en Mn égale à 20 0,25% seulement, qui correspond au pourcentage normalement existant dans les aciers au carbone non allié, avait, d'une façon non inattendue, l'a compres-sibilité la plus élevée, en l'occurrence 6,72 g/cm . Pour la poudre B, pour laquelle les éléments d'alliage correspondaient à une influence puissante sur la résistance à la traction du fer exempt de carbone, l'accroissement total 25 de résistance à la traction cf G était égal à 53, 5 kg/mm^; la compressibi-lité de cette poudre, égale à 5,98 g/cm , était très faible. En ce qui concerne la poudre C, dont les éléments d'alliage avaient été choisis de telle sorte que chacun d'entre eux donne une valeur du rapport f/g supérieure à 0,40, ri G était faible (9,6 kg/mm.2 ) et, en conséquence, la compressibilité tôt ^ 30 était élevée (6, 65 g/cm ). La trempabilité du matériau fritte A, contenant 0, 5% de carbone était faible et correspondait, dans les conditions d'essai précitées, à un durcissement total de cylindres ayant seulement 6 mm de diamètre , Les matériaux frircës B et C, qui avaient tous les deux une teneur en carbone de 0, 3%, présentaient une trempabilité relativement bonne en raison 35 des éléments d'alliage ajoutés. L'essai de trempabilité révélait un durcisse- 69 11231 12 2006263 complet de cylindres de 28 et 46 mm de diamètre, respectivement. Comme le matériau B, cependant, possédait une faible compressibilité, la densité, lors de la compression des barres d'essai à une valeur de 6 . t./cm , était tellement plus faible que la densité du matériau C, que les propriétés physi-5 ques, dans l'état simultanément fritté et traité thermiquement, étaient considérablement plus faibles que celles du matériau mentionné en premier. Exemple 2 On a fabriqué, de la même manière que dans l'exemple 1, deux poudres D et E ayant les compositions suivantes : 10 D : 2,51% Cr, 0,43% Mri, ^0,01% G, impuretés dans les concentration habituelles. E : 2,46% Cr, 0,45% Mn, 0,18% Y, 0,03% Nb, 0,003% Ta, 0,01% C et impuretés dans les concentrations habituelles. On a tamisé les poudres, on les a mélangées avec du graphite et des lu-15 brifiants et on les a comprimées de façon à former des barres d'essai de la même façon que dans l'exemple 1. Certaines de ces barres d'essai ont été frittées à 1120°C et certaines à 1250°C dans des boîtes fermées pendant une heure. Certaines desdites barres d'essai, qui avaient été frittées à 1250°C, ont été traitées thermiquement de la même façon que dans l'exemple 1. Les 20 barres d'essai ont été soumises à l'expérimentation comme décrit dans l'exemple 1. Finalement, on a mesuré la trempabilité desdites barres de la même façon que dans l'exemple 1. Les résultats sont donnés dans le tableau ci-après. 25 é G kg/mm^ F tôt 3 2 Compressibilité en g/cm à 4, 2 . t /cm Propriétés apurés frittage à 1120°C : Densité g/cm 2 30 Résistance à la traction, kg/mm Allongement, % 2 Energie d'impact, kgryém Propriétés apr^s frittage à 1250°C : Densité, g/cm 35 Résistance à la traction, kg/mm2 JD E_ 11,5 12, 5 15, 6 20,4 6, 63 6, 61 7, 01 6,99 25,2 24, 6 1,5 1,7 0, 8 1,0 7, 22 7, 18 68,3 77, 1 69 11231 13 2006263 JL JL Allongement, % 3,1 3,0 2 Energie d'impact, kgnq&m 2,8 2,6 Propriétés après traitement thermique du mstériau ayant été fritté à 1250°C : Densité g/cm 7, 19 7, 15 2 5 Résistance à la traction, kg/mm 123 138 Allongement, % 2,0 2, 1 2 Energie d'impact, kgm/cm 1,7 1,9 2 Dureté, kg/mm 456 472 Trempabilité après frittage à 1250°C à la . 10 densité de 7,0 g/cm (en mm) 59 ^>70 1) La trempabilité de ce matériau n'a pas pu être déterminée puisque l'échart-tillon d'essai ayant le plus fort diamètre, c'est-à-dire 70 mm, était complètement durci à travers toute son épaisseur. Les valeurs extrêmement basses de la résistance à la traction après frit-15 tage à 1120°C sont dues à la présence d'une couche d'oxyde de chrome sur les particules, lorsque la teneur en chrome atteint cette valeur élevée. Cette couche empêche le contact réciproque entre les particules de métal et retarde ainsi le processus de frittage. On a par conséquent choisi une température de frittage de 1250°C et l'on a réduit l'oxyde de chrome, de telle sorte 20 qu'un très bon frittage en résulte, ce qui est montré par les propriétés physiques extraordinairement bonnes ainsi obtenues. L'influence inhibitrice de la croissance du grain due au niobium et au tantale est révélée parles valeurs élevées de la résistance à la traction du matériau E. Après traitement ther- I mique la résistance à la traction et la dureté étaient élevées, d'une part en 25 raison de la densité élevée, et d'autre part en raison d'une transformation martensitique complète et uniforme durant le durcissement. La trempabilité des deux matériaux était très élevée. Exemple 3 On a préparé deux poudres F et G, de compositions différentes, de la mê-30 me manière que dans l'exemple 1. Les compositions de ces poudres étaient les suivantes : F : 0,005% B, 2, 12% Mn, 0,01% C, impuretés dans les concentrations habituelles . G : 1,75% Mn, 0,31% Mo, 0, 01% C, impuretés dans les concentrations habi-35 tuelles. 69 11231 14 2006263 On a préparé à partir de ces poudres, des barres d'essai, ayant une teneur en carbone de 0, 5%, de la même manière que dans l'exemple 1, De plus, on a préparé de nombreuses barres d'essai par double compression et fritta- ■2 ge . La poudre a d'abord été comprimée à une pression de 6 t ,/cm et en-5 suite soumise à un recuit de recristallisation à 750°C pendant 15 minutes. Elle a ensuite été comprimée à nouveau, à 6 t,/cm , et finalement frittée à 1120°C pendant une heure, dans une boîte fermée. On a soumis à. un traitement thermique, de la même façon que dans l'exemple 1, aussi bien les barres d'essai soumises à une seule compression que celles soumises à une dou-10 ble compression. Lesdites barres d'essai ont été soumises à l'expérimentation de la même manière que dans l'exemple 1. On a déterminé la trempabilité selon la méthode décrite dans l'exemple 1. Les résultats étaient les suivants : F _G 15 6 Gto« 19,3 18,4 Ftot 3 Compressibilité en g/cm à 4, 2 t/cm.2 14,1 6, 54 14,3 6,57 Propriétés apr^s simple compression et frittage : Densité, g/cm 6,92 6,94 20 2 Résistance à la traction, kg/mm 55,6 52,7 Allongement, % 5,7 6, 2 Energie d'impact, kgm/cm 3,2 3,0 Propriétés apr^s double compression et frittage : Densité, g/cm O CO 7,31 25 2 Résistance à la traction, kg/mm 81,9 79,3 Allongement, % 9,3 10, 1 Energie d'impact, kgm/cm 6,7 7, 1 Propriétés après simple compression^ frittage et traitement thermique : Densité, g/cm 6,90 6,92 30 2 Résistance à la traction, kg/mm 102 97 Allongement, % 2,3 2,7 Energie d'impact, kgm/cm 2,5 2,7 ^ / 2 Durete, kg/mm 403 395 35 Propriétés après double compression, double frittage et traitement thermique : Densité, g/cîn 7,29 7,29 2 Résistance à la traction, kg/mm 148 140 Allongement, % 4, 1 4,5 69 11231 15 2006263 (suite) _F _G 2 Résistance à la traction, kgm/cm 3,8 4, 2 2 Dureté, kg/mm 515 502 2 Trempabilité à 7, 0 g/cm , en mm 52 50 5 Les aciers frittés fabriqués à partir des poudres F et G étaient de nature très voisine. La ténacité des matériaux étaient extrêmement élevée, en raison de la haute teneur en manganèse. La double compression et le double frittage donnent un accroissement important de la densité qui, à son tour, donne des propriétés physiques extrêmement élevées, spécialement après traite-10 ment thermique. Bien entendu, après traitement thermique, la ténacité est considérablement plus faible qu'à l'état fritté. Bien entendu l'invention n'est nullement limitée aux modes d'exécution décrits qui n'ont été donnés qu'à titre d'exemple. En particulier, elle comprend tous les moyens constituant des équiva-15 lents techniques des moyens décrits, ainsi que leurs combinaisons si celles-ci sont exécutées selon l'esprit de l'invention. 69 11231 16 2006263 REVENDICATIONS 1. Poudre alliée, atomisée et homogène, à base de fer et à faible teneur en carbone, inférieure à 0, 1% en poids, utilisable pour la préparation d'aciers frittés trempables par addition de carbone et traitement selon les techniques 5 de la métallurgie des poudres, et contenant les impuretés habituellement présentes dans l'acier et éventuellement de l'aluminium, du calcium, du zirco-nium ou analogue, utilisé comme agent de désoxydation au cours de la préparation, cette poudre étant caractérisée en ce qu'elle contient, dans la proportion pondérale de 10% au plus, au moins un élément d'alliage, à une concentration 10 ç correspondant à un rapport f/g \ 0,'40, f_ étant égal à la dérivée JÏL du ' de facteur de multiplication pour trempabilité F de l'alliage obtenu à partir de la- dite poudre, et g étant la dérivée —_ de la résistance à la traction G d'un aide liage identique à l'alliage précité, mais exempt de carbone. 2. Poudre alliée selon la revendication 1, caractérisée en ce qu'elle con-15 tient au moins un des éléments suivants : bore, chrome, molybdène, manganèse, vanadium et titane, comme éléments d'alliage favorisant la trempabilité. 3. Poudre alliée selon la revendication 1 ou 2, caractérisée en ce qu'elle contient en outre du niobium et/ou du tantale, en tant qu'éléments d'alliage inhibant la croissance des grains. 20 4. Poudre alliée selon l'une des revendications précédentes, caractérisée en ce qu'elle contient : 0,0005 - 0, 005% en poids de bore 0, 5 - 3% en poids de chrome 0, 1 - 0, 5% en poids de manganèse 25 1% en poids au plus de molybdène 0, 3% en poids au plus de vanadium et/ou titane 0, 1% en poids au plus de niobium et/ou tantale. 5. Poudre alliée selon l'une des revendications 1 à 3, caractérisée en ce qu'elle contient : 30 0# 0005 - 0, 005% en poids de bore 0, 5 - 3% en poids de manganèse 1 % en poids au plus de molybdène 0, 3 % en poids au plus de vanadium et/ou titane 0, 1% en poids au plus de niobium et/ou tantale. 35 6. Poudre alliée selon l'une des revendications 1 à 3, caractérisée en ce 69 11231 17 2006263 qu'elle contient : 0, 5 - 4% en poids de chrome 0, 1 - 0, 5% en poids de manganèse 3% en poids au plus de molybdène 0, 3% en poids au plus de vanadium et/ou de titane 0, 1% en poids au plus de niobium et/ou de tantale. 7. Poudre alliée selon l'une des revendications 1 à 3, caractérisée en ce qu'elle contient : 0, 5 - 3% en poids de manganèse 0,1 - 1 % en poids de molybdène 0, 3% en poids au plus de vanadium et/ou titane 0, 1% en poids au plus de niobium et/ou tantale.