CH634356A5

CH634356A5 - Piece metallique portant un revetement dur a base de carbure.

Info

Publication number: CH634356A5
Application number: CH727478A
Authority: CH
Inventors: Merle Howard Weatherly; Robert Clark Jun Tucker
Original assignee: Union Carbide Corp
Priority date: 1977-07-05
Filing date: 1978-07-04
Publication date: 1983-01-31
Also published as: JPS5445637A; DE2829369A1; DE2829369C3; CA1113317A; JPS5654391B2; FR2396806A1; US4163071A; GB2000815A; IT7850160A0; FR2396806B1; DE2829369B2; GB2000815B

Description

La présente invention a donc pour objets la pièce revêtue et son procédé d'obtention, définis respectivement dans les revendications 1 et 7. Dans le présent procédé, le substrat est préchauffé à une température comprise entre 350 et 1000° C et maintenu dans cette plage pendant le dépôt (la température exacte utilisée à l'intérieur de cette plage est une fonction de la composition du revêtement et du substrat). En conséquence, une fine dispersion de particules de carbures se forme, en plus des carbures pouvant se former au cours d'un dépôt normal à froid. La composition particulière de carbure dépend évidemment de la composition du revêtement. Le mécanisme de consolidation dû au dépôt à chaud n'est pas totalement compris, mais il semble associé à la microstructure particulière obtenue. A titre d'avantages supplémentaires, il est possible d'obtenir, comme prévu, par la mise en œuvre du procédé de dépôt à chaud selon l'invention, par rapport aux techniques classiques, des revêtements de carbures plus épais et une efficacité de dépôt supérieure.

Exemples:

Il est possible de mieux juger la caractéristique principale du procédé selon l'invention en comparant les revêtements indiqués dans le tableau I lorsqu'ils sont déposés à chaud et à froid, c'est-à-dire lorsqu'ils sont déposés après un préchauffage important du substrat et alors que ce dernier est maintenu à la température' de préchauffage, et lorsqu'ils sont déposés classiquement. On choisit les températures particulières de dépôt à chaud comme étant les valeurs nécessaires pour assurer l'adhérence d'un revêtement de 1 mm d'épaisseur sur un substrat d'acier inoxydable du type 304 (Fe-19Cr-lONi). Les revêtements de NiCr+A1203 constituent une exception à cela, car un revêtement de cette matière ayant une épaisseur de 1 mm peut être déposé à la température ambiante. Le tableau II permet de comparer les caractéristiques des revêtements tels que déposés et traités à chaud (comme décrit ci-après).

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Tableau I

Désignation du revêtement

Composition nominale du revêtement (% en poids)

Température (°C)

1

28% de Cr; 1,1% deC; 1,0% deSi;4,0% deW;3,0% de Fe*; 3,0% de Ni*; reste: Co

540-590

2

11,5% de Co; 4,0% de C; reste: W

370-480

3

10% de A1203 ** + 22,5% de Cr; 6,3 de Al; 9% de Ta; 0,7% de Y ; 0,6% de C; 0,6% de Si; le reste: Co

590-700

4

75% de A1203** + 18,5% de Cr; reste: Ni

170-220

* Maximum.

** A1203 présent sous la forme d'un mélange de poudre mécanique avec l'alliage métallique préallié.

Note: Le revêtement N° 1 est constitué principalement d'un précipité de carbure de tungstène; cette composition de revêtement est désignée commercialement sous l'appellation Stellile 6, marque déposée par la firme Cabot Corporation ;

le revêtement N° 2 est constitué de carbures de tungstène;

le revêtement N° 3 est constitué de carbures de tantale;

le revêtement N° 4 ne contient pas de carbures;

le substrat est dans tous les cas en acier inoxydable du type 304 (19% de Cr ; 10 % de Ni ; 0,08 % de C * ; 2Mn * ; 1 % de Si ; le reste : Fe).

Tableau II

Revêtement

Technique

Avant/après traitement thermique de 4 h à 1080°C

Poids spécifique (g/cm3)

%

théorique1

Dureté (VPN)

1

normale avant

7,5

89

441

normale après

—

382

à chaud avant

8,1

97

755

à chaud après

—

443

4

normale avant

6,9

88

277

normale après

7,0

90

280

à chaud avant

7,3

93

313

à chaud après

—

228

2

normale avant

12,5

84

724

normale après

13,0

88

786

à chaud avant

13,9

94

1231

à chaud après

13,6

92

1264

3

normale avant

6,6

90

614

normale après2

6,9

93

505

à chaud avant

7,0

96

948

à chaud après3

7,0

96

661

1 Le poids spécifique théorique est tiré de la littérature concernant les matériaux moulés ou façonnés.

2 En raison d'un défaut de fonctionnement du four, le traitement thermique n'a été en réalité que de 4 h à 1120°C.

3 En raison d'un défaut de fonctionnement du four, le traitement thermique n'a été en réalité que de 3 h à 1080°C.

Si l'on compare les propriétés des revêtements tels que déposés, bien que la densité du revêtement 4 croisse à peu près autant que celle comme indiqué dans le tableau II, on peut voir aisément que le dépôt 65 du revêtement 3. Il convient également de noter, en comparant les à chaud accroît sensiblement la dureté des trois revêtements 1,2 et 3 revêtements 3 et 4, que la dispersion A1203, bien qu'elle puisse en alliage à base de cobalt, formant des carbures, mais non celle du améliorer la résistance à l'usure par rapport à l'alliage de la matrice, revêtement comportant la matrice 4 en solution solide. Cela est vrai, n'a aucun effet sur la sensibilité au dépôt à chaud. Un examen de la

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microstructure des revêtements révèle une différence nette de structure entre les formes déposées à chaud et celles déposées à froid des revêtements 1,2 et 3, mais non entre les formes déposées à chaud et à froid du revêtement 4. Dans le cas des trois premiers revêtements, un précipité métastable d'une très grande finesse, semblant être constitué de carbures (tungstène, tantal et/ou chrome, suivant la composition du revêtement), se forme au cours du dépôt, mais aucun précipité n'est observé dans le quatrième revêtement. Il convient de noter que dans le cas du revêtement N° 2, alors que la poudre est constituée de particules de carbure de tungstène, placées dans une matrice de cobalt métallique, la plus grande partie du carbure de tungstène présent dans la poudre fond et/ou se dissout dans la matrice alors que la poudre se trouve dans le plasma. Au choc, le refroidissement extrêmement rapide apparaissant lors d'un dépôt à froid normal ne permet la précipitation que d'une partie du tungstène pour donner le carbure de tungstène, une quantité supplémentaire de tungstène pouvant précipiter pour donner du W2C, (Co, W)6C ou un carbure métastable. Cependant, une quantité importante semble rester en solution (cette partie ne pouvant être au moins distinguée comme étant un précipité à l'aide d'instruments optiques légers). Quelques grosses particules peuvent subir la totalité du procédé de revêtement sans fondre. Au cours d'un dépôt à chaud, comme c'est le cas pour les revêtements 1 et 2, un précipité très fin se forme en plus de celui observé après un dépôt à froid. Il apparaît donc que l'accroissement particulier de la dureté est dû à la formation de carbures dans le revêtement et à la dimension des particules des précipités. Bien que l'exemple particulier du revêtement N° 2 soit celui d'un carbure de tungstène à 11,5% de cobalt, des résultats analogues peuvent être obtenus à l'aide des matières à base de carbure de tungstène contenant de 2 à environ 20% de cobalt, y compris les carbures contenant des additifs constitués de carbures de titane, de tantal, de vanadium, de niobium et de carbures de chrome, ajoutés au carbure de tungstène pour en accroître les propriétés mécaniques ou de résistance à l'usure. Cette addition peut s'effectuer jusqu'à environ 20% en poids du carbure de tungstène, sous la forme d'un mélange ou d'un composé formé par le carbure de tungstène, ou bien sous la forme d'une couche appliquée sur le carbure de tungstène. Il apparaît également que des résultats analogues peuvent être obtenus avec d'autres systèmes de carbure unique mélangé ou composé, par exemple du carbure de titane dans une matrice de nickel, ou bien des carbures de titane et de tantal dans des matrices de nickel, de cobalt ou de fer.

Il n'est pas nécessaire, dans le cas de la plupart des revêtements obtenus par le procédé de l'invention, d'utiliser une température d'application suffisamment élevée pour provoquer une diffusion importante entre le revêtement et le substrat, car de telles températures, apparaissant pendant le dépôt, peuvent nuire à la dureté du revêtement obtenu. Néanmoins, pour certaines applications du revêtement, il peut être avantageux de réaliser une certaine interdiffusion après le dépôt du revêtement, afin d'améliorer la résistance de la liaison. Le tableau II montre les effets d'un tel traitement thermique (4 h à 1080° C sous vide) sur des revêtements déposés à chaud et déposés à froid. De même que précédemment, il apparaît une différence entre le revêtement N° 4 et les trois autres revêtements. Dans le cas des revêtements formant des carbures, la dureté croît ou diminue légèrement, pour un dépôt à chaud ou à froid, sous l'effet du traitement thermique, mais les revêtements déposés à chaud restent supérieurs à ceux appliqués à froid. Dans le cas du N° 4, le revêtement déposé à froid reste inchangé, alors que celui déposé à chaud s'adoucit sensiblement et que la différence entre les revêtements déposés suivant les deux procédés est petite. Ainsi, le dépôt à chaud de revêtements formant des carbures est avantageux, même lorsque ces revêtements doivent être chauffés après avoir été déposés.

Le traitement thermique peut provoquer des changements importants dans les microstructures des revêtements, que ces derniers soient déposés à chaud ou à froid, selon la durée et la température utilisées. Pour des revêtements tels que le revêtement N° 4, constitués de simples dispersions d'une phase insoluble, par exemple A1203,

dans une matrice constituée d'une solution solide simple, par exemple de Ni-Cr, aucun changement important n'apparaît jusqu'à ce que les paramètres de temps et de température atteignent des amplitudes suffisantes pour permettre une recristallisation et une croissance des grains. Par ailleurs, des revêtements plus complexes tels que les revêtements Nos 1,2 et 3, formant des carbures, peuvent être le siège d'une précipitation supplémentaire lorsqu'ils sont déposés à froid (ou à chaud lorsque la totalité du carbone n'a pas été combinée), et les carbures tendent à former de plus grosses particules. Ce comportement est observé pour les revêtements Nos 1,2 et 3 lorsqu'ils sont soumis au traitement thermique décrit ci-dessus. Il convient évidemment de noter que ce seul traitement thermique peut ne pas convenir de manière optimale à tous les revêtements, et qu'une liaison convenable par diffusion peut être obtenue avec une plus faible diminution de la dureté, à des températures de traitement inférieures (des températures inférieures à environ 800° C n'ayant cependant généralement aucun effet pendant des durées raisonnables), et que d'autres traitements thermomécaniques peuvent encore améliorer les revêtements.

Le tableau III, qui établit une comparaison entre les propriétés mécaniques des formes déposées à chaud et déposées à froid du revêtement N° 3, met également en évidence l'efficacité du procédé selon l'invention. Le procédé de dépôt à chaud augmente évidemment de manière très sensible la résistance à la rupture et le module d'élasticité du revêtement. En outre, des résultats d'essais d'usure, donnés dans le tableau IV, montrent également la supériorité du dépôt à chaud pour des revêtements formant des carbures, mais non pour des revêtements à solution solide, c'est-à-dire le revêtement N° 4.

Tableau III

Propriétés mécaniques du re\êtement N° 3, mesurées au cours d'un essai de flexion à quatre points

Revêtement tel

que déposé

à chaud normalement

Module de rupture

565 MPa

378 MPa

(a max)

s* = 49 MPa s = 42 MPa

Déformation à la

29 nm/cm

44 nm/cm rupture (e max)

s = 0,98 jim/cm

2,95 (im/cm

Module d'élasticité

189000 MPa

84000 MPa

(E)

s = 10 500 MPa

13 300 MPa

Nombre d'échantillons

essayés

3

2

* Déviation normalisée. , ,

( tableau en tete de la page suivante)

A titre d'application pratique du procédé selon l'invention, des soupapes d'échappement d'un moteur à combustion interne ont été revêtues de Stellite 6 (voir tableau V pour la composition chimique) après avoir été chauffées à une température élevée déterminée. Un certain nombre de procédés différents de préchauffage de chaque soupape peuvent être utilisés, par exemple le chauffage par induction, le chauffage à l'aide de l'appareil produisant des jets de plasma, mais sans poudre, et/ou le chauffage à l'aide d'un chalumeau oxyacétyléni-que supplémentaire. Les deux derniers procédés ont été essayés et se sont révélés satisfaisants. Après préchauffage de la soupape à la température minimale prédéterminée pour le revêtement, la matière est déposée par jet de plasma à un débit supérieur à celui utilisé lors d'un procédé normal (par exemple 60 g/min au lieu de 30 g/min). La vitesse à laquelle la pièce est déplacée devant le jet de plasma est également très inférieure à la vitesse utilisée normalement, par exemple de 103 à 125 cm/min au lieu de 250 à 510 m/min pour la plupart des revêtements appliqués par jet de plasma classique. La

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Tableau IV

Volume de revêtement enlevé par usure* (10 6 cm3)

Conditions d'essai

Revêtement 1 **

Revêtement

I^o 4**

Revêtement N°2**

Revêtement N° 3 **

Charge de 136 kg

Bloc tel que revêtu

- par dépôt à chaud

- par dépôt normal

90 133

100 33

3,4 8,3

Non essayé

Revêtement totalement usé

Bloc traité thermiquement

- par dépôt à chaud

- par dépôt normal

3560 1141

Charge de 205 kg

- Dépôt à chaud

- Dépôt normal

1516 163

Charge de 272 kg

Bloc tel que revêtu

- Dépôt à chaud

- Dépôt normal

Bloc traité thermiquement

- Dépôt à chaud

- Dépôt normal

22 31

34

Revêtement totalement usé sous une charge de 136 kg

44 153

* Volumes de matière enlevée par usure, après 5400 tr (à 180 tr/min) de 4620 bagues d'acier contre des blocs revêtus montés sur une machine d'essai d'usure à fluide hydraulique, selon la norme US Military Spécification MILH5606A. Les essais ont été doublés pour chaque groupe de conditions et la moyenne des résultats a été calculée. Les volumes d'usure des blocs sont calculés à partir de la surface projetée d'usure. ** Compositions indiquées dans le tableau I.

torche est elle-même déposée transversalement à la face à revêtir pendant que la soupape est mise en rotation, de manière à former un revêtement d'épaisseur uniforme sur la surface souhaitée. Bien que divers dispositifs aient été essayés pour établir une atmosphère inerte pendant le cycle de préchauffage ainsi que pendant le cycle de revêtement, afin d'empêcher toute oxydation du substrat et du revêtement, il est apparu que les soupapes peuvent être préchauffées à l'air sans oxydation excessive et que le revêtement peut être appliqué uniquement à l'aide d'une torche à plasma protégée par argon, comme décrit dans les brevets US Nos 3470347 et 3526362.

est même tout à fait possible de supprimer la protection d'argon, la pureté du revêtement étant alors légèrement affectée.

A titre d'exemples particuliers de la technique, des soupapes d'échappement pour automobiles, réalisées dans les trois matières de substrat indiquées dans le tableau V, sont revêtues après préchauffage à un certain nombre de températures différentes, de manière qu'il soit possible de trouver la température minimale à laquelle les soupapes peuvent être revêtues sans fissuration thermique ou soulèvement du revêtement. Ces températures minimales de revêtement indiquées dans le tableau V.

40 45

Tableau V

Type d'alliage constituant la soupape

Composition nominale

Coefficient de dilatation thermique

Temperature de revêtement (°C)

Silchrome 10

19% Cr; 8% Ni; 3% Si; 1,05% Mn; 38% C; reste: Fe

17,45-1~6/°C

570

Silchrome XBC

20% Cr; 1,3% Ni; 2,35% Si; 0,4% Mn; 0,81% C; reste: Fe

11,99- 10-<7°C

720

Inconel 750

15,5% Cr; 2,5% Ti; 0,7% Al; 7% Fe; reste: Ni

12,54 à

16,90-10-6/°C

420

21-2N

20% Cr; 8,25% Mn; 2,1 % Ni-0,55% C; 0,15% Si; 0,3% N-0,06% S

"

570

Revêtement

Stellite 6

28% Cr; 1,1% C; 1,0% Si; 4,0% W; 3,0% Fe*; 3,0% Ni*; reste: Co

16,18-10"6/°C

* Maximum.

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Dans tous les cas, il est aparu que la température peut être élevée pendant l'opération de revêtement à une valeur d'au moins 815° C sans qu'apparaisse une oxydation excessive pendant le dépôt. Les alliages constituant les soupapes et indiqués dans le tableau V sont austénitiques et ferritiques et ont des coefficients de dilatation thermique supérieurs ou inférieurs à celui de l'alliage du type Stellite 6.

En plus des essais précédents, un autre alliage, à savoir l'alliage du type SAE 1547 (Fe; 0,22% de Si; 0,45% de C; 1,47% de Mn), est revêtu avec succès après préchauffage de la soupape à 850° C. Cependant, la température optimale de dépôt du revêtement sur la soupape n'a pas été rechargée. De même, d'autres revêtements constitués de Stellite 6, augmenté de 20% en poids de Cr-Cr23C6, et de Stellite 6 augmenté de FeCr, ont été appliqués sur l'alliage du type SAE 1547.

Lors d'études plus poussées portant sur le revêtement de soupapes d'échappement réalisées en acier du type 21-4N (Fe; 9% de Mn; 21% de Cr; 3,9% de Ni; 0,4% de N; 0,2% de Si; 0,06% de S; 0,52% de C), des revêtements de Stellite 6 (revêtement N° 11) ont été appliqués après chauffage à des températures comprises entre 650 et plus de 900° C. La température de la surface pendant le revêtement a été soit maintenue constante pendant le dépôt, soit augmentée sensiblement. Pour l'application de cet alliage particulier, il est apparu que des paramètres optimaux d'application pour l'obtention d'une bonne microstructure de revêtement, d'une bonne dureté,

d'une bonne liaison et d'une oxydation minimale comprennent un préchauffage à une température de 800° C, puis un revêtement sous chauffage continu de manière que la température finale soit d'environ 1000° C, ou maintien de la pièce à environ 800° C pendant l'opération de revêtement. Il convient de noter que les deux soupapes en acier du type 21-4N et du type 21-2N (tableau V) sont revêtues sans difficulté par la mise en œuvre du procédé selon l'invention, alors que des applications par la mise en œuvre de procédés classiques à l'oxyacéty-lène ou par des procédés classiques de surfaçage à jet de plasma transféré ne donnent généralement pas satisfaction en raison des dégagements gazeux du substrat en fusion qui provoquent la formation de cloques par le revêtement. Aucune fusion du substrat ne se produit avec le procédé de l'invention et, par conséquent, les nitrures de chrome ou d'autres sources d'azote ne libèrent pas d'azote gazeux.

Comme décrit précédemment, pour améliorer la liaison du revêtement sur la soupape, il peut être souhaitable, dans certains cas, de soumettre la pièce à un traitement thermique après revêtement. Ce traitement est réalisé dans les cas précédents par chauffage de la pièce sous vide à une température de 1080° C et par maintien de cette température pendant 4 h. Ce type de traitement thermique peut ne pas être nécessaire pour toutes les applications.

Pour démontrer la résistance à la fatigue thermique de ces revêtements, des segments d'une soupape ferritique (en alliage SAE 1547), revêtus d'alliage Stellite 6 auquel est ajouté du Cr-Cr23C6,

sont ramenés 300 fois de la température de 850° C à la température ambiante sans qu'une oxydation interne apparente du revêtement, ou une dégradation de la liaison d'interface, n'apparaisse.

Les avantages économiques particuliers du procédé selon l'invention par rapport au soudage oxyacétylénique pour le revêtement de soupapes d'échappement ressortent du dessin annexé à titre d'exemple nullement limitatif, et sur lequel les fig. la et lb montrent le profil d'une soupape de moteur surfacée classiquement par soudage oxyacétylénique avec un alliage du type Stellite 6, avant meulage (fig. la) et après meulage (fig. lb), alors que les fig. 2a et 2b montrent une soupape analogue (mais de dimension différente) revêtue selon le procédé de l'invention, la fig. 2a représentant la soupape avant le meulage et la fig. 2b la représentant après meulage. L'échelle d'agrandissement de toutes les figures est environ égale à 10. Deux points importants ressortent de ces figures: le premier de ces points est que la quantité de matière devant être éliminée après l'application du revêtement est très supérieure dans le cas du procédé oxyacétylénique, car ce procédé ne permet pas de suivre le profil de la soupape d'aussi près que le procédé de dépôt à jet de plasma; le second point est que l'amplitude de la dilution et les pertes de propriétés qui en résultent pour le revêtement sont également très importantes dans le cas du revêtement appliqué par la technique oxyacétylénique. Dans le cas de la matière déposée au jet de plasma, il se produit une interdiffusion juste suffisante entre le revêtement et le substrat, au cours du traitement thermique, pour assurer une bonne liaison métallurgique.

Un autre exemple d'application pratique du procédé selon l'invention est le problème soulevé par les bouts de pales des turbines de moteurs à gaz. La turbine est conçue de manière qu'il existe un jeu aussi faible que possible entre le bout des pales en rotation et le carter ou enveloppe entourant les pales et les isolant de l'air extérieur, afin d'accroître le rendement du moteur. Cependant, en raison des différentes vitesses de chauffage ou de refroidissement des pales et du carter, de la déformation de ce dernier au cours des atterrissages violents, etc., les bouts de pales frottent en fait parfois contre le carter, ce qui provoque une usure à la fois des bouts de pales et du carter. Le problème est compliqué par le fait que cette usure élimine de minces revêtements classiques (de 0,075 à 0,180 mm d'épaisseur), constitués d'un composé d'aluminiure de nickel ou de MCrAl et destinés à protéger les pales de turbines contre toute oxydation ou corrosion excessive par les gaz chauds présents dans cette partie du moteur. Les alliages MCrAl forment une famille de revêtements ou de couches superficielles présentant une grande résistance à la corrosion et dans lesquels M, qui constitue la base de l'alliage, peut être constitué de Ni, Co, Fe ou d'une association de ces métaux, Cr étant présent à raison d'environ 10 à 40% en poids et Al à raison d'environ 5 à 20% en poids. De petites quantités (de 0,3 à 5%) d'éléments tels que Y, Hf, Pt, Rh, etc., peuvent être ajoutées. Cependant, même un très léger frottement entre les bouts de pales et le carter détruit un tel revêtement mince et laisse ainsi les pales de turbines à nu. Une corrosion rapide des bouts de pales mises à nu entraîne un agrandissement du jeu entre ces bouts et le carter et réduit ainsi le rendement du moteur. Cette corrosion peut finir par détruire une partie importante de la pale et nécessite un remplacement précoce de celle-ci. On a d'abord essayé d'appliquer des revêtements du type MCrAl très épais (de 0,75 à 2,30 mm d'épaisseur) pour résoudre ce problème. Cependant, leur résistance au fluage n'était pas adaptée à la force centrifuge importante résultant de la rotation des pales. De plus, en raison de leur faible dureté, ces alliages tendaient à encrasser la surface de l'enveloppe et à y adhérer, ce qui provoquait une usure excessive.

Par contre, les revêtements appliqués par le procédé de l'invention présentent une résistance au fluage convenable et assurent également la protection contre la corrosion. Avant l'essai sur moteur, des essais de fluage à haute température ont été effectués afin de démontrer la possibilité de cette utilisation. Pour ces essais de fluage, on a réalisé, en superalliage à base de nickel, des pièces analogues à des bouts de pales que l'on a préchauffées à environ 590° C, puis revêtues en augmentant lentement la température pour l'amener à environ 815° C, selon l'invention. Les échantillons ont ensuite été traités à chaud pendant 4 h à 1080° C, sous vide, comme c'est normalement le cas des pales de turbines. On a découpé les revêtements formés sur les pièces analogues aux pales, puis on les a meulés de manière à former de petits barreaux de 19 mm de longueur, 6,5 mm de largeur et 1,25 à 2 mm d'épaisseur. On a soumis ces barreaux à un essai de flexion en trois points, à température élevée et dans l'air, sous une charge statique. Les résultats obtenus sur plusieurs revêtements réalisés selon le procédé de l'invention ont été comparés à ceux obtenus avec un revêtement classique du type MCrAl, constitué de Co, 23% de Cr, 13% de Al, 0,65% de Y. Ces résultats sont indiqués dans le tableau VI.

(Tableau enfin de brevet)

Une comparaison des revêtements Nos 6 et 7, soit à 982° C et 14 MPa, soit à 1080° C et 3,5 MPa, montre que les revêtements réalisés par le procédé de l'invention ont une résistance au fluage très

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supérieure à celle des revêtements classiques du type MCrAl. Il est également évident qu'une certaine résistance supplémentaire au fluage peut être obtenue par l'addition d'une dispersion d'oxyde aux revêtements de l'invention, comme le montre une comparaison des revêtements Nos 7 et 8 dans les trois premières conditions d'essai. La stabilité plus durable du revêtement 8 et de variantes supplémentaires, à savoir les revêtements 9 et 10, ressort de manière évidente après 150 h à 1080° C sous une charge de 14 MPa. Il est préférable de réaliser l'apport de AI203 dans une plage comprise entre 10 et 25% en poids.

Bien que les revêtements décrits jusqu'à présent soient déposés par jet de plasma, les principes de l'invention s'appliquent également aux revêtements déposés au canon à détonation. Des poudres ayant la même composition que celle formant le revêtement N° 3, avec ou sans apport d'Al203, sont déposées à l'aide d'un canon à détonation, à la fois sur un substrat froid (dépôt normal) et sur un substrat chaud s (c'est-à-dire préchauffé dans la même gamme de températures), comme décrit précédemment. Les revêtements déposés à chaud apparaissent plus durs que les revêtements déposés normalement et ont des caractéristiques microstructurelles analogues à celles décrites précédemment pour les revêtements déposés à chaud par jet de io plasma.

Il va de soi que de nombreuses modifications peuvent être apportées au procédé décrit sans sortir du cadre de l'invention.

Tableau VI

N°du revêtement

Composition du revêtement

Température (°C)

Charge (MPa)

Temps (h)

Angle de fluage

6

Co; 23% Cr; 13% Al; 0,75% Y

982

14

12

49,1

7

Co; 25% Cr; 7,5% Al; 10% Ta; 0,75% C; 0,75% Si; 0,75% Y

982

14

12

2,6

8*

Revêtement 7+10 A1203

982

14

12

1,4

9

Revêtement 7+16 A1203

982

14

12

1,5

6

Voir ci-dessus

1080

3,5

12

>17

7

Voir ci-dessus

1080

3,5

12

2,1

7

Voir ci-dessus

1080

14

12

14,8

8

Voir ci-dessus

1080

14

12

8,2

8

Voir ci-dessus

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17

9

Voir ci-dessus

1080

14

150

8

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7+22 A1203

1080

14

150

5,6

* Identique au revêtement N° 3 du tableau I.

R

1 feuille dessin

Claims

634 356 REVENDICATIONS

1. Pièce revêtue, caractérisée en ce qu'elle comporte un substrat métallique sur lequel est appliqué un revêtement comprenant une matrice constituée d'un métal pris dans le groupe comprenant au moins l'une des matières suivantes: le fer, le nickel, le cobalt et leurs alliages, le revêtement comprenant également une dispersion fine et uniforme de particules de carbure pris dans le groupe de carbures comprenant au moins l'un des éléments suivants: le chrome, le tungstène, le tantale, le silicium, le niobium, le molybdène, le vanadium, le titane, le zirconium et le hafnium.

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2. Pièce selon la revendication 1, caractérisée en ce que le substrat est une soupape de moteur.

3. Pièce selon la revendication 2, caractérisée en ce que la soupape de moteur est réalisée en alliage à base de fer, durci à l'azote.

4. Pièce selon la revendication 1, caractérisée en ce que le substrat est une pale de turbine.

5. Pièce selon la revendication 1, caractérisée en ce que le revêtement comprend des carbures de tungstène et de 2 à 20% en poids de cobalt.

6. Pièce selon la revendication 5, caractérisée en ce que le revêtement comprend en outre jusqu'à 20% en poids d'au moins un carbure pris parmi les carbures de tantale, de titane, de niobium, de vanadium, de chrome et les carbures mixtes de ces éléments.

7. Procédé de fabrication de la pièce selon la revendication 1, caractérisé en ce qu'il consiste à préchauffer le substrat à une température comprise dans une plage de 350 à 1000° C, et à déposer, par jet de plasma ou au canon à détonation, une composition comprenant du carbone, au moins un premier métal pris dans le groupe comprenant le fer, le nickel, le cobalt et leurs alliages, et au moins un second métal pris dans le groupe des métaux formant des carbures et comprenant le chrome, le tungstène, le tantale, le silicium, le niobium, le molybdène, le vanadium, le titane, le zirconium et le hafnium, le substrat étant maintenu dans ladite plage de température pendant le dépôt.

8. Procédé selon la revendication 7, caractérisé en ce que la composition comprend plus ou moins un oxyde pris dans le groupe comprenant les oxydes d'aluminium, de chrome, de zirconium, de magnésium, d'yttrium, de thorium, de titane, de hafnium, de béryllium, de calcium, de niobium et des oxydes de terres rares et leurs composés.

9. Procédé selon la revendication 7, caractérisé en ce que la composition comprend 28% de chrome, 1,1 % de carbone, 1,0% de silicium, 4,0% de tungstène, 3,0% de fer, 3,0% de nickel, le reste étant constitué de cobalt, les pourcentages étant indiqués en poids.

10. Procédé selon la revendication 7, caractérisé en ce que la composition comprend 25% de chrome, 7,5% d'aluminium, 10% de tantale, 0,75% d'yttrium, 0,75%de carbone, 0,75% de silicium, 10 à 25% d'alumine, le reste étant constitué de cobalt, tous les pourcentages étant indiqués en poids.

11. Procédé selon la revendication 7, caractérisé en ce qu'il consiste également à soumettre le revêtement déposé à un traitement thermique à une température supérieure à 800° C.

12. Procédé selon la revendication 8, caractérisé en ce que la composition comprend 25% de chrome, 7,5% d'aluminium, 10% de tantale, 0,75% d'yttrium, 0,75% de carbone, 0,75% de silicium, 16% d'alumine, le reste étant constitué de cobalt, tous les pourcentages étant indiqués en poids.

13. Procédé selon la revendication 9, caractérisé en ce que le substrat est une soupape de moteur constituée d'un alliage à base de fer durci à l'azote, et en ce qu'on préchauffe la soupape à une température comprise entre 650 et 1000° C.

14. Procédé selon la revendication 7, caractérisé en ce que le substrat est en alliage à base de fer, durci à l'azote.

15. Procédé selon la revendication 11, caractérisé en ce que le substrat est en alliage à base de fer durci à l'azote.

Des éléments très divers utilisés dans les dispositifs de commande (soupapes, orifices, etc.), dans des machines (paliers, cylindres, pistons, etc.) et dans des outils (mors, mandrins, rouleaux, etc.) nécessitent des surfaces résistant à l'usure par abrasion, par collage et par érosion, souvent en milieu corrosif. Les soupapes d'échappement d'un moteur à combustion interne constituent un exemple particulier de pièce devant résister à des courants très rapides de gaz oxydants (contenant souvent des particules de carbone) qui provoquent une érosion importante. L'extrémité des pales d'une turbine à gaz constitue un autre exemple de pièce devant supporter non seulement les gaz corrosifs chauds, mais également l'usure par abrasion et par collage due au choc et au frottement contre l'enveloppe du moteur. Depuis de nombreuses années, l'industrie a tenté de résoudre ces problèmes en appliquant des couches dures, résistant à l'usure, sur ces pièces, par la mise en œuvre de procédés tels que le brasage d'éléments rapportés en matière dure sur les parties critiques ou l'application, sur les surfaces concernées, de revêtements durs par l'utilisation de techniques telles que le canon à détonation, la pulvérisation au jet de plasma (transféré et non transféré), le soudage (au gaz ou à l'arc électrique), l'électrodéposition, la pulvérisation ou le placage ionique. Toutes ces techniques ont pour inconvénient d'être limitées. L'utilisation de pièces rapportées est coûteuse et incompatible avec la plupart des formes géométriques utilisées. Le canon à détonation permet d'obtenir les meilleurs revêtements. Cependant, ces derniers sont limités quant aux épaisseurs et aux formes géométriques sur lesquelles ils peuvent être appliqués, et ils peuvent être relativement coûteux lorsqu'ils sont appliqués sur un grand nombre de pièces. La pulvérisation et le placage ionique sont encore plus coûteux. L'électrodéposition est très limitée quant aux matières auxquelles elle peut s'appliquer, le chrome étant probablement la plus dure des matières utilisées pour former des revêtements résistant à l'usure.

Diverses techniques de soudage sont communément mises en œuvre pour l'application du type courant de compositions dures de revêtement. Ces matières ont une bonne résistance à l'usure et peuvent être appliquées en couches très épaisses. Cependant, ce procédé diffère des précédents par le fait que la matière de revêtement est appliquée en fusion sur la surface du substrat, ce qui provoque toujours une certaine dilution de cette matière avec le métal de substrat. Cela résulte d'un mélange important de la matière du revêtement en fusion et de la matière superficielle du substrat. Il en résulte, en fait, une diminution de la résistance à l'usure du dépôt et une perte de matière. Une perte supplémentaire de matière résulte du fait que l'on maîtrise insuffisamment le procédé et que les surfaces obtenues sont très rugueuses, de sorte que des quantités importantes de matière doivent souvent être éliminées par meulage avant qu'une pièce puisse être mise en service. Les coûts de meulage sont également élevés. Les procédés de dépôt par jet de plasma transféré sont analogues aux autres procédés de soudage, en ce sens que la surface et le revêtement sont en fusion. Cependant, ce procédé étant mieux maîtrisé, la perte de matière par dilution et par rugosité excessive est moindre, bien qu'elle reste importante.

Il est possible d'appliquer d'une manière bien déterminée ou bien maîtrisée des revêtements par jet de plasma non transféré (ces revêtements étant désignés ci-après revêtements par jet de plasma), de sorte que les pertes de matière sont très faibles. Dans ce procédé de dépôt, la matière de revêtement, se présentant généralement sous la forme d'une poudre, est mise en fusion et accélérée par un jet gazeux de plasma à grande vitesse, et orientée vers un substrat tenu à une température inférieure à environ 150° C. En frappant le substrat, les particules se solidifient instantanément sans échauffer sensiblement ledit substrat. La liaison entre le revêtement et le substrat est donc principalement mécanique, bien que quelques revêtements tels que les revêtements de molybdène et de tungstène aient mis en évidence une très mince zone de réaction métallurgique. Pour de nombreuses applications, le dépôt d'un revêtement sans chauffage important du substrat est un avantage important, car le substrat peut être soumis à un traitement thermique lui donnant des propriétés

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mécaniques optimales, et usiné aux dimensions finales sans risque de variation de ces propriétés ou de ces dimensions pendant le dépôt du revêtement.

Lorsque les particules frappent la surface et se solidifient pendant le dépôt au jet de plasma, elles engendrent une certaine contrainte résiduelle. Il n'a pas été possible, jusqu'à présent, de calculer la contrainte résiduelle à prévoir pour une association revêtement/ substrat donnée, mais, d'une manière approximative, on peut supposer que les contraintes thermiques engendrées résultent d'un premier refroidissement du revêtement dont la température passe du point de fusion à celle de la pièce sur laquelle ce revêtement est appliqué, puis d'un second refroidissement faisant passer la pièce revêtue à la température ambiante.

Cependant, cette explication est très simplifiée, en particulier parce que, lors de chaque passe de la torche à plasma, le chauffage de la surface par le jet de plasma provoque une élévation transitoire de la température de la surface du substrat (ou du revêtement lorsque ce n'est pas la première passe d'application), et le choc des particules de poudre provoque probablement une élévation transitoire encore plus grande de la température. De plus, lors de chaque passe de la torche, un certain nombre de couches de particules se déposent et sont le siège d'un gradient supplémentaire de température. L'épaisseur maximale d'un revêtement donné pouvant être déposé est donc une fonction complexe de la résistance de la liaison entre le revêtement et le substrat, et des facteurs affectant la contrainte résiduelle, par exemple la vitesse du dépôt, les coefficients de dilatation thermique du revêtement et du substrat, leur capacité thermique, leur conductibilité thermique, leurs propriétés mécaniques et leur température avant le choc des particules, etc. Lors de la mise en œuvre de techniques classiques de dépôt au jet de plasma, les épaisseurs maximales des divers types de revêtement appliqués communément sur des surfaces plates sont approximativement les suivantes, en millimètres:

Ni pur plus de 2,55

Ni-20 Cr* 0,51

Alliage à base de Co en général 0,38

Stelli te 6** 0,25

LCO-8 ** 0,25

WC-12 Co* 0,38

Cr3C2-15 (Ni-20 Cr)* 0,38

A1203 0,76

Cr203 0,30 * % en poids.

** défini plus loin.

Il est commun de préchauffer un substrat avant l'application d'un revêtement au jet de plasma afin d'éliminer l'eau et les gaz adsorbés. Cette opération est normalement effectuée à l'aide de la torche à plasma utilisée sans écoulement de poudre. La pièce n'est pas chauffée à plus de 150° C et cette pratique n'a que peu d'effet, sinon aucun effet, sur la contrainte résiduelle. On a récemment signalé qu'en préchauffant le substrat à des températures supérieures, il était possible de déposer des revêtements cinq fois plus épais que ceux pouvant être obtenus dans les conditions classiques. Le préchauffage s'effectue dans ce cas à une température sensiblement supérieure à celle indiquée ci-dessus, et le substrat est maintenu à une température élevée pendant toute la durée du procédé de revêtement. Pour plus de simplicité, ces opérations de préchauffage et de dépôt à température élevée seront désignées ci-après dépôt à chaud. La température minimale demandée pour toute association revêtement/substrat est généralement déterminée d'une manière empirique. Le dépôt à chaud s'est révélé particulièrement utile pour les alliages à base de cobalt, car ces matières sont le siège de contraintes très élevées dans les conditions normales de dépôt.

De plus, les Russes Doroyhkin et Kuznetsov ont étudié l'effet de la température du substrat sur la densité et la liaison d'un revêtement autofondant 80Ni-Cr-3B-Si (composition exacte non spécifiée) sur un acier 0,9%-18% Cr («Plasma Spraying of Self-Fluxing Alloys onto Heated Substrates» [Pulvérisation au jet de plasma d'alliages autofondants sur des substrats chauffés], «Poroshkovaya Metallur-giya» N° 12 (144), pp. 51 à 56, décembre 1974). Des alliages autofondants sont normalement déposés à l'aide d'un équipement de pulvérisation à chaud, puis ils sont mis en fusion sur le substrat, par exemple à l'aide d'un chalumeau oxyacétylénique ou au four. Le bore et le silicium tendent à former un flux qui dissout les oxydes résultant du dépôt et qui limite l'oxydation supplémentaire se produisant pendant la fusion. Il a été suggéré précédemment d'utiliser ces matières comme revêtements déposés au jet de plasma, mais dans des conditions normales selon lesquelles la température du substrat est limitée à environ 149° C. Il est indiqué que, utilisées de cette manière, ces matières permettent d'obtenir un revêtement sensiblement plus dense que les revêtements normaux. Cela est probablement dû à l'abaissement du point de fusion et à la plus grande fluidité résultant des apports de B ou de Si, ainsi qu'aux caractéristiques fondantes de ces matières.

Doroyhkin et Kuznetsov indiquent qu'en préchauffant le substrat à plus de 800° C, il est possible d'obtenir des revêtements ayant une porosité inférieure à 2%. Il est important de noter qu'ils attribuent cette haute densité à l'écoulement de la phase liquide sur la surface pendant le dépôt. Ils indiquent un accroissement continu de la densité du revêtement avec l'accroissement des températures du substrat de 20 à 800° C, alors que la dureté du revêtement reste constante. Lorsque la température du substrat dépasse 800° C, la dureté du revêtement diminue.

Dans tous les travaux décrits jusqu'à présent, le préchauffage du substrat et/ou le dépôt à chaud ont pour but de contrôler la contrainte résiduelle dans le revêtement ou d'augmenter la densité du revêtement, et tous les revêtements obtenus sont des alliages métalliques classiques en solution solide, pouvant former ou non des phases intermétalliques. On a cependant découvert que pour des revêtements contenant des carbures, un accroissement surprenant de la dureté et de la résistance à l'usure était obtenu grâce à la présence, dans le revêtement, de certains carbures sous forme de particules fines dispersées uniformément dans une matrice métallique.