FR2463193A1 - Acier a faible teneur en manganese pour utilisations en cryogenie - Google Patents

Abstract

CET ACIER FERRITIQUE DESTINE A DES USAGES EN CRYOGENIE CONTIENT UNE PROPORTION RELATIVEMENT FAIBLE (4 A 6) DE MANGANESE ET RECOIT LES CARACTERISTIQUES NECESSAIRES A CET USAGE PAR UN CYCLE DE TRAITEMENT THERMIQUE 1A, 1B, 2A, 2B, SUIVI D'UN RECUIT FINAL T. CET ACIER CONTIENT OUTRE LADITE PROPORTION DE MN: 0,02 A 0,08 DE C, 0,1 A 0,4 DE MO ET DE 0 A 3 DE NI.

Description

La présente invention concerne des aciers alliés,

en particulier à faible teneur en manganèse, convenant aux appli-

cations dans le domaine des très basses températures, et leur pro-

cédé de préparation.

En raison de la diminution des approvisionnements en gaz naturel à travers le monde, les conteneurs ou réservoirs sOrs de transport des gaz naturels liquéfiés par bateau ou autre mode ont pris une importance considérable. La température d'ébullition de ces gaz étant du domaine de la cryogénie (généralement inférieure à la gamme d'environ -80 à -1000C), ces conteneurs doivent être étudiés pour éviter des ruptures par suite de la pression et de l'apparition de fissures dans un large domaine de températures. Il y a de plus des risques d'explosion ou incendie catastrophiques par

défaillance de ces réservoirs.

Aux basses températures, les aciers ordinaires perdent

une grande partie de leur résilience et sont très fragiles. Un fac-

teur dominant des aciers alliés, communément définis pour les appli-

cations structurelles aux températures des gaz liquéfiés et infé-

rieures, est une proportion relativement élevée de nickel. Ce nickel contribue efficacement à des propriétés satisfaisantes aux basses températures, mais ce métal étant relativement rare, son utilisation augmente très sensiblement les prix de revient. On a essayé récemment la diminution jusqu'à 5 et 6 % de l'addition de nickel pour abaisser

ces prix.

Les dispositifs de conservation d'autres gaz liqué-

fiés, particulièrement azote, oxygène et air liquide,représentent également un marché considérable pour les alliages cryogéniques. Ce marché diffère-de celui des gaz naturels en ce que les normes de

sécurité sont moins astreignantes et qu'un plus grand nombre d'al-

liages concourent avec avantage à la réduction des prix.

Parmi les éléments les plus courants d'alliage des aciers, le manganèse est le substituant le plus avantageux du nickel,

étant le plus répandu et donc relativement bon marché, ayant des carac-

téristiques analogues au nickel en métallurgie dans son action sur la microstructure et les rapports des phases des aciers alliés. On a donc attaché beaucoup d'intérêt aux possibilités des alliages

Fe-Mn dans les emplois cryogéniques.

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Les aciers à 12 % de Mn sont amenés à résister à 770K (-196oC) par divers procédés: l1/ écrouissage puis recuit,

/ trempe contrôlée pour transformation martensitique et 3 / ad-

dition d'un faible proportion de bore. Mais bien que le Mn soit moins coûteux que le Ni, son addition accroît cependant le prix de

revient et la diminution de sa proportion est avantageuse.

L'invention a donc pour objet un acier allié au Mn, en proportion réduite, convenant aux utilisations de cryogénie, tout

en ne contenant pas de Ni.

îO Cet acier est caractérisé par une température de

transition ductilité-fragilité inférieure à celle de l'azote liqué-

fié (770K ou -1960C) et par une énergie au choc à l'essai Charpy

supérieure à 67 joules à ladite température.

Ces propriétés aux basses températures sont réalisées par traitement de l'acier ayant ladite composition selon un cycle

efai'que suivi d'un recuit final. Le carbone et le molybdène aug-

mentent la stabilité de maintien de la phase y de l'acier et améliorent la suppression de la fissuration intergranulaire du type fragilité de trempe. Ces propriétés en cryogénie de l'acier

peuvent être encore améliorées, avec seulement une faible augmen-

tation de soin prix de revient par addition en poids d'environ 3% de Ni.

Le procédé d'obtention de ces propriétés avantageuses selon l'invention comprend: la réalisation d'un alliage ayant la

composition indiquée ci-dessus; un premier recuit depuis une tem-

pérature inférieure à une température caractéristique A, à une température caractéristique Af; une première trempe au-dessous de A; un second recuit au-dessus de A et inférieur à A.; une seconde trempe à moins de A; un troisième recuit au-dessus de Af une troisième trempe au- dessous de A; un quatrième recuit au-dessus de As et inférieur A; une quatrième trempe au-dessous de A et un recuit A moins de A Les objets et avantages de l'invention seront mieux

compris à l'aide de la description qui va suivre, et des dessins

annexés sur lesquels:

- la figure 1 est un diagramme d'un cycle de trai-

tement thermique; - la figure 2 est un graphique composite indiquant

le choix des températures de recuit à partir de données dilato-

métriques; - la figure 3 est un graphique composite de l'énergie de choc Cv d l'essai Charpy en fonction d'un cycle thermique de l'invention; - la figure 4 est un graphique composite de l'énergie de

choc C à 77 K ou -196 C et de la température de transition d'ap-

v parition de fracture (TTAF) en fonction de la teneur en C des aciers de l'invention; La figure 5 est un graphique composite montrant la limite élastique E, la charge de rupture R et l'énergie au choc C v à l'essai Charpy en fonction de la proportion de Ni d'aciers selon l'invention. Le cycle de traitement thermique donne une structure à grains ultrafins. Ce traitement est essentiellement une alternance

répétée d'austénitisation et de conversion en deux phases (a + y).

Le genre de traitement réalisé ici est décrit en détail dans l'ar-

ticle "Application de la réversion martensitique dans la réalisation

d'aciers ferritiques durs de cryogênid' par J.W Morris, Jr. et Con-

sortsdans l'ouvrage "Nouveaux aspects de la transformation marten-

sitique" - Mai 1976 du Japan Institute of Metals (Sendai, Japan).

Ce genre de cycle est également décrit dans l'article "Affinage du grain par cycles thermiques des aciers cryogéniques Fe-Ni-Ti" par S. Jin et Consorts dans les "Metallurgical Transactions A", volume 6A

(1975) - pages 141 à 149.

Ce traitement cyclique comprend des recuits alternés d'environ 1 h (H) entre lesquels l'acier est trempé à l'eau à une

température inférieure à As, de préférence inférieure à la tempé-

rature d'ambiance (la trempe à l'air convient également mais est plus lente). Dans la plupart des cas, le recuit peut etre abrégé à min ou allongé jusqu'à 2 h sans difficultés. Dans la trempe à l'eau, la température de l'acier est abaissée suffisamment pour stabiliser la structure, de préférence au voisinage de la température -4 ambiante. Un cycle convenable de recuits et trempes est représenté

par les courbes de la figure 1 o les phases successives sont in-

diquées par 1A, 1B, 2A, 2B et T. Le procédé de choix des températures de recuit des phases lA à 2B, à partir de données dilatométriques, indiquant les

températures de transformation de l'acier au réchauffage, est indi-

qué par les courbes de la figure 2. Deux températures de référence sont indiquées sur les figures 1 et 2: 1 une tampîraiure As qui est approximativement celle o un'acier ayant initialement une structure a à basse température amorce la séparation en deux phases par formation partielle de la structure y à haute température au réchauffage; et 2 / une seconde température plus élevée Af au-dessus

de laquelle l'échantillon est austénitisé en ce sens que la transfor-

mation de la structure a à la structure y est essentiellement achevéeau réchauffage. Ces températures de référence (As, Af) varient selon la vitesse de réchauffage, mais ces variations sont faibles pour

la gamme de vitesses intéressant les aciers traités de ce genre (d'en-

viron 20 à 300 C/min).

La variation des températures de référence (As, Af) selon la composition, c'est-à-dire la proportion de Mn,est indiquée

sur la figure 1 étant faible pour de faibles variations de compo-

sition. La variation de ces températures par addition de 1 à 3 %

de Ni à la composition de base indiquée sur la figure 2 est carac-

téristique. D'après les figures 1 et 2, la température de premier

recuit lA est légèrement (d'environ 40 GC) inférieure à Af. La tempé-

rature lB du second recuit est inférieure à Af. Des résultats satis-

faisants sont obtenus si la température du second recuit est approxi-

mativement la moyenne de A et Af. La température 2A du troisième

recuit est prise légèrement au-dessus de Af étant pratiquement légè-

rement inférieure à celle de quatrième recuit 2B, telle qu'inférieure

à Af. Des résultats satisfaisants sont obtenus lorsque cette tempé-

rature (phase 2B) est identique à celle du second recuit, approxima-

tivement la moyenne des températures As, Af.

Le traitement final de recuit (T ou t) suivant le cycle thermique introduit une faible retenue d'austénite. Pour l'acier de l'invention, les conditions préférables sont au-dessous

de 600 C et de préférence 540 à 600 C avec un temps de recuit d'en-

viron 3 à 16 h. L'environnement dans les différentes phases peut être

l'atmosphère, mais un environnement de composition inerte est pré-

férable. L'exemple qui suit est caractéristique:

Exemple

La composition nominale en pourcentage de l'acier

utilisé est la suivante: C: 0,038 - Mn: 4,40 - Mo: 0,20 -

Si: 0,04 - S: 0,006, le reste étant du Fe. Cet acier est soumis aux différents traitements thermiques et ses propriétés mécaniques sont mesurées. Sur la figure 3, sont indiqués les résultats de l'essai Charpy à -196 C, la limite élastique et la charge de rupture sont déterminées à la température ambiante; l'austénite conservée

est fonction du temps de recuit.

Dans le cas de la figure 3, l'acier est fondu sous vide par induction, homogénéisé à 1.200 C pendant 24 h, forgé en plaque, puis recuit en solution à 900 C en 2 h et enfin trempé à l'air avant traitement cyclique. A est alors environ 700 C et s Af environ 790 C. Ce traitement cyclique appliqué comporte, à la suite, un recuit lA de 1 h à 8201C, une trempe à l'eau, un recuit lB do 1 h à 740 C, une trempe à l'eau, un recuit 2A de 1 h à 800 C, une trempe a l'eau, un recuit de 1 h, soit 2B à 740 C, soit 2b à 710 C, une trempe à l'eau, puis un recuit final, soit t à 6200C, soit

Tà 590 C de 1 à 16 h, suivi d'une trempe à l'eau.

Il apparaît de la figure 3 qu'une combinaison très avantageuse de dureté Cv à -196 et une résistance à la température v

ambiante est obtenue par traitement thermique 2Bt, et l'applica-

tion d'une longue période de recuit d'environ 4 à 16 h. L'examen au microscope électronique indique que ce traitement assure une microstructure à grains ultrafins constituée de ferrite ultrafine orientée et bien recouverte d'environ 0,5 à 1/u avec une phase y précipitée, à limites de grains de ferrite et bandes

limites de ferrite ou martensite.

L'effet de la proportion de C sur les caractristiqus

de l'acier après traitement 2BT est également analysé. Les rénuli-

tats sont indiqués sur la fi.ure 1, l'énergie Cv à l'impact Charpy t la température de transition d'apparition de fissures (TTAF) sont tracées en fonction de la proportion de C pour deux périodes finales

de recuit: 4 et 16 h. Les propriétés sont détériorées si la pro-

portion de C est supérieure à environ 0,06 % en poids. Les propor-

tions voisines de 0,04 donnent des propriétés satisfaisantes.

L'addition de Ni aux composants de base à été éga-

lement étudiée. Pour des aciers ayant une composition nominale, pour cent en poids: Mn: 5 - Mo: 0,2 - C: 0,06 - Si: 0,04 - S: 0,006, le reste étant le Fe avec une addition de 0,1 ou 3 de Ni. Les aciers reçoivent le cycle de traitement exposé plus haut, A cela près que ces aciers au Ni reçoivent un traitement modifié de recuit pour les phases lA, 1B, 2A et 2B représenté selon les flèches de la figure 2, Les caractéristiques mécaniques obtenues (figure 5) sont: E limite élastique à température ambiante, R résistance à traction à température ambiante et C énergie d'essai Charpy à v 77=K ou -1960C. R est accru avec la proportion de Ni, alors que l'rnargie C reste élevée. Dans le cas d'une addition de 3 % de Ni, la limite êlastique est environ 77 kg/mm et l'énergie à l'essai

Charpy 16' Joules.

Claims (9)

REVENDICATIONS

1. Acier allié pour applications en cryogénie ayant une composition en pourcentage: 4 à 6 Mn - 0,02 à 0,06 C - 0,1 à 0,4 Mo - O à 3 Ni, le reste étant du Fe et les impuretés normales, cet acier étant caractérise par une température de transition duc- tilité-fragilité inférieure à -196 C et une énergie à l'essai au

aout-il Cla'py 6upe'.i - 67 Joei's 5 11 9e6mp'atur "?X 196c.

2. Acier selon la revendication 1, dans lequel la composition est sensiblement exempte de Nio

3. Acier selon la revendication 1, dans lequel les caractéristiques avantageuses en cry9génie sont obtenues en le

soumettant à un cycle de traitement thermique comportant essentiél-

lement la répétition, en alternance, d'austénitisation et de sépara-

tion en deux phases a et y, suivies d'un recuit final àla température d'environ 600 C pendant 3 à 16 h.

4. Procédé d'obtention d'un acier ayant des carac-

téristiques avantageuse pour usage en cryogénie comprenant les

étapes suivantes: a/ formation d'un alliage comprenant, en pourcen-

tage, approximativement 4 à 6 de Mn - 0,02 à 0,06 de C - 0,1 à

0,4 de Mo - O a 3 de Ni, le reste étant du Fe et les impuretés habi-

tuelles; b/ un premier recuit à une température inférieure à la

température caractéristique As à laquelle l'alliage ayant initia-

lement une structure a à basse température amorce en premier une conversion en deux phases par formation partielle d'une structure y de haute température, supérieure à ladite température A au-dessus de laquelle l'alliage est austénitisé en ce sens que la transformation de structure a en structure y est complètement achevée au recuit; ci un premier refroidissement à température inférieure à As; d/ un second recuit à température supérieure à A et inférieure à s Af; e/ un second refroidissement à température inférieure à As;

f/ un troisième recuit à température supérieure à Af; g/ un troi-

sième refroidissement à température inférieure à As; h/ un qua-

tri2me recuit & température supérieure à A et inférieure a Af; i/ un quatrième refroidissement à température supérieure à A; et

f/ un recuit final à température inférieure à Aa.

5. Procédé selon la revendication 4, dans lequel la température à laquelle l'alliage est refroidi, dans le premier

refroidissement, est approximativement celle d'ambiance.

6. Procédé selon la revendication 4, dans lequel la température à laquelle l'alliage est refroidi dans le second refroi-

dissement est approximativement celle d'ambiance.-

7. Procédé selon la revendication 4, dans lequel la température du second recuit est voisine à enviroa 400 de Af

8. Procédé selon là revendication 4, dans lequel la

température du second recuit est voisine de la moyenne de A et Af.

9. Procédé selon la revendication 4. dans lequel le recuit final est effectué à une température approximativement comprise entre 540 et 600'C et pendant environ 3 à 15 h.