Procédé de fabrication de pièces possédant des propriétés de résistance et d'élasticité remarquables. La présente invention a trait à un procédé de fabrication de pièces possédant. des pro priétés de résistance et d'élasticité remarqua bles; ces pièces peuvent être des récipients pour le traitement de matières sous des pres sions variables élevées, des ressorts moteurs, etc., et notamment des ressorts moteurs de montres.
Jusqu'ici, les ressorts moteurs de montres ont généralement été faits en acier à ressort de haute teneur en carbone; l'acier à ressort couramment utilisé à cet effet possède une limite d'élasticité ou d'allongement de l'ordre de 163 kg/mzn2 et un module d'élasticité de 19,6 7C 1011 dynes/cm2.
Deux défauts des ressorts moteurs en acier pour montres sont depuis longtemps connus. L'un d'eux est leur tendance à la corrosion en présence d'humidité, défaut très grave, car, comme les ressorts de montres sont soumis en service à des efforts voisins de leur charge de rupture, la plus légère corrosion est sujette à provoquer leur rupture.
Le second défaut. de ces ressorts est leur tendance à se déformer d'une manière perma nente, ce qui diminue leur longueur effective et la quantité d'énergie qu'ils sont capables d'emmagasiner. Ce défaut de l'acier à ressort est dû au fait que sa limite d'allongement proportionnel, appelée ci-après limite pro portionnelle dans un but de concision, est de beaucoup inférieure à sa limite d'élasticité.
La limite proportionnelle de l'acier à ressort de montre ordinaire n'est que de 124 kg/mm2 environ, de sorte que toute fatigue excédant cette valeur occasionne une déformation per manente et, comme moindre inconvénient, di minue le temps pendant. lequel, la montre fonctionne à chaque remontage complet et modifie l'exactitude en raison de la diminu tion du couple moyen transmis au rouage pen dant le déroulement et l'entraînement.
La présente invention permet d'éviter l'un et l'autre de ces défauts et a pour objet un procédé de fabrication de pièces possédant des propriétés de résistance 'et d'élasticité re marquables, caractérisé en ce qu'on part d'un alliage contenant 20 à 50 % de cobalt, 20 à 371/o de chrome et de molybdène ensemble,
la quantité du chrome étant de 15 .à 30 % et celle du molybdène d'au plus 101/o, 20 à 501/o de nickel, fer et manganèse ensemble, la quan tité du fer étant d'au plus 15 D/o, la quantité du nickel étant plus grande que celle du fer et la quantité du manganèse au plus égale à 5%, 0,05 à 0,
301/o de carbone et d'autres élé ments en quantité d'au plus 1,214, ledit alliage étant en outre apte à acquérir une du reté Vickers comprise entre 200 et 300 sous l'effet d'un recuit d'homogénéisation consis tant en un chauffage à 1000-1250 C et un refroidissement rapide et étant également susceptible de subir une réduction de section d'au moins 50 % par travail à froid,
en ce qu'on forme avec cet alliage un flan possé dant une section au moins deux fois supé rieure à celle de la pièce à produire, en ce qu'on soumet ce flan audit. recuit d'homogé néisation pour lui faire acquérir une dureté Vickers comprise entre 200 et 300, en ce qu'on travaille alors le flan à froid jusqu'à la sec tion désirée pour la pièce et jusqu'à obtention d'une dureté Vickers d'au moins 450, et en ce qu'on effectue un vieillissement entre 250 et 650 C jusqu'à.
ce que la dureté Vickers de l'alliage se soit élevée au-dessus de 480, que sa limite proportionnelle ait atteint au moins 134 kg/mm=, sa limite d'élasticité au moins 158 kg/mm? pour une déformation résiduaire de 0,021/o et son module d'élasticité au moins <B>19,8</B> X<B>1011</B> dynes/cmn.
L'alliage ayant subi le recuit d'homogé néisation contient des constituants précipita- es qui, pendant le vieillissement, se précipi tent en provoquant une élévation de la dureté et de la résistance mécanique de la pièce. Le travail à froid et le vieillissement qui lui fait suite non seulement. durcissent l'alliage, mais augmentent aussi grandement la charge de rupture et la limite proportionnelle.
La résis tance mécanique inhérente à la matrice ou alliage de base contenant du cobalt et du chrome, combinée à l'accroissement de résis tance qui résulte du travail à, froid suivi du vieillissement, donne une résistance à, la trac tion au moins égale à. celle d'un acier à ressort moteur de montre et une limite pro portionnelle notablement supérieure à celle de cet acier.
On peut ainsi obtenir, par exemple, un ressort possédant des dimensions identiques à celles d'un excellent ressort en acier au car bone, de sorte qu'il peut être logé dans le même espace pour le remplacer exactement, et qui se comportera, dès l'origine au moins aussi bien que le ressort. en acier à tous les points de vue essentiels, tout. en présentant le grand avantage de ne pas être sujet à se détériorer par corrosion ou déformation permanente et de ne pas être sensible aux champs magné tiques.
Ci-dessous est donnée, à. titre d'exemple, une liste d'alliages présentant la composition voulue pour la réalisation de l'invention.
EMI0002.0013
<I>Tableau <SEP> I:</I>
<tb> Alliage <SEP> Cr <SEP> + <SEP> Ni <SEP> + <SEP> Fe
<tb> No <SEP> Co <SEP> Mo <SEP> Cr <SEP> Mo <SEP> + <SEP> <B><U>3fil</U></B> <SEP> Ni <SEP> Fe <SEP> Mn <SEP> C <SEP> Be
<tb> 1 <SEP> 44,5 <SEP> 29,5 <SEP> 22,5 <SEP> 7 <SEP> 25,5 <SEP> 15 <SEP> 8,5 <SEP> 2 <SEP> 0,09 <SEP> 2 <SEP> 40 <SEP> 32 <SEP> 25 <SEP> 7 <SEP> 27 <SEP> 15 <SEP> 10 <SEP> 2 <SEP> 0,16 <SEP> 0,04
<tb> 3 <SEP> 40 <SEP> 27 <SEP> 20 <SEP> 7 <SEP> 32,5 <SEP> 15,5 <SEP> 15 <SEP> 2 <SEP> 0,11 <SEP> 3A <SEP> 40 <SEP> 27 <SEP> 20 <SEP> 7 <SEP> 32,5 <SEP> 15,5 <SEP> 15 <SEP> 2 <SEP> 0,15 <SEP> 0,02
<tb> 4 <SEP> 34,5 <SEP> 32 <SEP> 25 <SEP> 7 <SEP> 33 <SEP> 20 <SEP> 11,5 <SEP> 1,
5 <SEP> 0,10 <SEP> 0,03
<tb> 4A <SEP> 34,5 <SEP> 32 <SEP> 25 <SEP> 7 <SEP> 33 <SEP> 30 <SEP> 1,5 <SEP> 1,5 <SEP> 0,13 <SEP> 0,03
<tb> 5 <SEP> 34 <SEP> 31 <SEP> 25 <SEP> 6 <SEP> 34,14 <SEP> 32 <SEP> 2 <SEP> 0,1.1 <SEP> 0,08 <SEP> 6 <SEP> 29,5 <SEP> 32 <SEP> 26 <SEP> 6 <SEP> 38 <SEP> 31 <SEP> 6 <SEP> 1 <SEP> 0,23 <SEP> 0,02
<tb> 7 <SEP> 30,5 <SEP> 29 <SEP> 23 <SEP> 6 <SEP> 40,3 <SEP> 35 <SEP> 4,5 <SEP> 0,8 <SEP> 0,09 <SEP> 8 <SEP> 39,5 <SEP> 37 <SEP> 30 <SEP> 7 <SEP> 23 <SEP> 16 <SEP> 5 <SEP> 2 <SEP> 0,13 <SEP> 9 <SEP> 20 <SEP> 32 <SEP> 25 <SEP> 7 <SEP> 47 <SEP> 35 <SEP> 10 <SEP> 2 <SEP> 0,06 <SEP> 0,03
<tb> 10 <SEP> 40 <SEP> 25,01 <SEP> 25 <SEP> 0,01 <SEP> 34 <SEP> 22 <SEP> 10 <SEP> 2 <SEP> 0,05 <SEP> 0,
04 Des alliages satisfaisants peuvent égale ment être obtenus en omettant le béryllium dans les alliages ci-dessus qui en contiennent ou avec des teneurs moindres en bérvlium. Tous ces alliages permettent de fabriquer d'excellents ressorts moteurs pour montres.
Toutefois, l'alliage N 8 est inférieur aux alliages Nos 1 à 7, en raison de sa. teneur éle- vée en Cr + Mo et de sa faible teneur en plas tifiant Ni -f- Fe + 11#In. L'alliage N 9 possède le minimum de Co et donne de meilleurs ré sultats si on élève sa teneur en carbone à 0,20%. L'alliage N 10 ne contient que 0,01% de Mo et sa charge de rupture est faible.
Pour préparer ces alliages, il est préfé rable de fondre le cobalt, le nickel et le fer dans un four à induction à haute fréquence et d'ajouter alors le chrome sous forme de ferro- chrome et le molybdène sous forme de ferro- molybdène. Le manganèse est de préférence ajouté sous forme d'un ferro-alliage contenant environ 801/o de manganèse. Après que l'al liage a été fondu et amené à la température convenable, on ajoute un peu d'aluminium et un peu d'alliage de calcium-silicium en vue de la désoxydation.
On écume le laitier et coule le métal pour former des lingots de 2,5 à 45 kilogrammes par exemple.
Le lingot est alors forgé et laminé à chaud en plaque ou barre. Le forgeage et le lami nage peuvent être réalisés avec succès au voi sinage de 1150-12000 C, et le laminage peut être continué jusqu'à des températures aussi basses que 980 C. La température peut ainsi diminuer à mesure que le travail à chaud se poursuit, mais il est toutefois préférable de ehauffer le métal jusqu'à une température de l'ordre de 2100-2200 C pour commencer l'opération. Les alliages peuvent être facile ment convertis par le travail à chaud en pla ques ou bandes d'environ 6,25 à 5,08 mm d'épaisseur; dans certains cas, la réduction peut même aller jusqu'à 1,27 mm d'épaisseur.
Le travail à chaud est suivi d'un recuit d'homogénéisation à 1150-1200 C pendant 20 à 30 minutes. On peut refroidir le métal par immersion dans de l'eau. A l'état recuit, les alliages sont relativement doux et leurs duretés dans l'échelle Vickers sont, par exem ple, les suivantes:
EMI0003.0026
<I>Tableau <SEP> II:</I>
<tb> Alliage <SEP> N <SEP> Dureté <SEP> Vickers
<tb> 3 <SEP> 225
<tb> 5 <SEP> 227
<tb> 7 <SEP> 217
<tb> 8 <SEP> 274 Par recuit d'homogénéisation , on entend ici l'opération consistant à chauffer la masse à une température à laquelle les constituants précipités passent en solution solide et à refroidir la masse ainsi homogénéisée en vue de fixer cet état. Le refroidissement doit être assez rapide pour empêcher la précipitation desdits constituants, ou vieil lissement prématuré, pouvant donner lieu à. une dureté, et à une résistance au tra vail à froid indésirables.
D'ordinaire, l'alliage est soumis à un recuit d'homogénéisation à 1090-1250<B>0</B> C (de préférence 1150-1175<B>0</B> C); d'autres recuits d'homogénéisation (intermé diaires et final) pourront être effectués à des températures plus basses descendant jusqu'à 980 C, par exemple et de préférence à 1040 C. Les sections de plus de 5 mm d'épaisseur exi gent la trempe à l'eau, alors que des sections plus minces peuvent, de manière efficace et plus commode, être refroidies dans l'air.
La bande est alors laminée à froid à la température ambiante jusqu'à 2,54 mm d'épaisseur et est ensuite soumise à un nou veau recuit d'homogénéisation, suivi d'un nouveau laminage à froid jusqu'à 1,53 à 1,02 mm. Un recuit d'homogénéisation final a été effectué à. 1150 C; le laminage à froid final a alors réduit le ruban à O,112 mm. Le laminage à froid le plus désirable a donné des réductions de section d'environ 85 à 931/o, soit un allongement de huit fois la longueur initiale ou davantage.
A ce stade, les proprié tés de résistance mécaniques étaient celles indiquées dans le tableau suivant: Tableau <I>III:</I> Dans ce tableau et les tableaux et la des cription qui suivent, TS représente la charge de rupture,<I>PL,</I> la limite proportionnelle, YS, la limite d'élasticité, Hod, le module d'élasti cité et VHN, l'indice de dureté Vickers. TS,
<I>PL</I> et<I>YS</I> sont exprimés en kg/mm2 et Hod en dynes/cm2 X<B><I>1011.</I></B> YS a été indiqué pour une déformation résiduaire de 0,021/o. Les épreuves de flexion, qui donnent une indica tion de la ténacité, ont consisté en une flexion de 180 autour d'arbres du diamètre spécifié.
EMI0004.0001
Alliage <SEP> Réduction <SEP> <I>TS <SEP> PL <SEP> YS <SEP> MOCZ <SEP> VHN</I>
<tb> N
<tb> 1 <SEP> 89,2 <SEP> 206 <SEP> 86 <SEP> 117 <SEP> 17,8 <SEP> 530
<tb> 2 <SEP> 92 <SEP> 207 <SEP> 100 <SEP> 122 <SEP> 16,3 <SEP> 497
<tb> 3 <SEP> 92,7 <SEP> 202 <SEP> 91 <SEP> 110 <SEP> 17,1 <SEP> 551
<tb> 3A <SEP> 90 <SEP> 207 <SEP> 82 <SEP> 100 <SEP> 19 <SEP> 535
<tb> 4 <SEP> 92,7 <SEP> 191 <SEP> 109 <SEP> 125 <SEP> 15,6 <SEP> 516
<tb> 4A <SEP> 92,7 <SEP> 200 <SEP> 95 <SEP> 115 <SEP> 18 <SEP> 481
<tb> 5 <SEP> 89 <SEP> non <SEP> déterminés
<tb> 6 <SEP> 89 <SEP> 182 <SEP> 105 <SEP> 129 <SEP> 1.5,1 <SEP> 485
<tb> 7 <SEP> 89 <SEP> non <SEP> déterminés
<tb> 8 <SEP> 78,5 <SEP> 212 <SEP> 93 <SEP> 122 <SEP> 1.7,6 <SEP> 536
<tb> 9 <SEP> 92,7 <SEP> 176 <SEP> 99 <SEP> 124 <SEP> 16,2 <SEP> 475
<tb> 10 <SEP> 92,7 <SEP> 185 <SEP> 100 <SEP> 123 <SEP> 16,
6 <SEP> 466
<tb> 11 <SEP> 57 <SEP> 197 <SEP> 79 <SEP> 107 <SEP> 19,4 <SEP> 542
<tb> 12 <SEP> n'ont <SEP> pas <SEP> pu <SEP> être <SEP> laminés <SEP> à. <SEP> chaud
<tb> 13 <SEP> 89 <SEP> non <SEP> déterminés
<tb> 14 <SEP> n'ont <SEP> pas <SEP> pu <SEP> être <SEP> laminés <SEP> à <SEP> chaud
<tb> 15 <SEP> 66,6 <SEP> 186 <SEP> 118 <SEP> 148 <SEP> 16,9 <SEP> 515
<tb> 16 <SEP> 57 <SEP> 187 <SEP> 83 <SEP> 1.08 <SEP> 19,6 <SEP> 576 <I>Nota:</I> Les alliages N 5 11, 15 et 16 ont été difficiles à laminer à froid en raison de leur faible plasticité.
Dans ce tableau et le tableau IV ci-après, les alliages 1N7 6 11 à 16, dont la composition n'est pas conforme aux. spécifications indiquées plus haut, ne figurent qu'à titre comparatif.
Les rubans ont alors été soumis à un vieil lissement à 480 C pendant 5 heures, et les essais ont donné les résultats suivants:
EMI0004.0008
<I>Tableau <SEP> IV:</I>
<tb> Propriétés <SEP> de <SEP> résistance <SEP> et <SEP> dureté <SEP> Diamètre <SEP> des <SEP> éprouvettes <SEP> de <SEP> flexion
<tb> <I>TS <SEP> PL <SEP> YS <SEP> Mod <SEP> VHN</I> <SEP> Flexion <SEP> Rupture <SEP> Rupture
<tb> t<U>o</U>tale <SEP> <U>p</U>arti<U>e</U>lle <SEP> totale
<tb> 1 <SEP> 262 <SEP> 171 <SEP> 198 <SEP> 21 <SEP> 677 <SEP> 3,175 <SEP> 2,413 <SEP> 1,905
<tb> 2 <SEP> 274 <SEP> 162 <SEP> 192 <SEP> 20,4 <SEP> 790 <SEP> 3,175 <SEP> - <SEP> 2,413
<tb> 3 <SEP> 255 <SEP> 175 <SEP> 194 <SEP> 20,1 <SEP> 695 <SEP> 3,175 <SEP> 2,413 <SEP> 1,905
<tb> 3A <SEP> 262 <SEP> 187 <SEP> 204 <SEP> 19,8 <SEP> 690 <SEP> 3,175 <SEP> 2,413 <SEP> 1,
905
<tb> 4 <SEP> 244 <SEP> 142 <SEP> 188 <SEP> 20,7 <SEP> 623 <SEP> 3,175 <SEP> 2,413 <SEP> 1,905
<tb> 4A <SEP> 252 <SEP> 145 <SEP> 189 <SEP> 21,3 <SEP> 579 <SEP> 3,175 <SEP> 2,413 <SEP> 1,905
<tb> 5 <SEP> 255 <SEP> 162 <SEP> 193 <SEP> 21,5 <SEP> 673 <SEP> 2,413 <SEP> 1,905 <SEP> 1,524
<tb> 6 <SEP> 236 <SEP> 157 <SEP> 184 <SEP> 20,8 <SEP> 664 <SEP> 3,175 <SEP> - <SEP> 2,413
<tb> 7 <SEP> 222 <SEP> 159 <SEP> 183 <SEP> 21,1 <SEP> 660 <SEP> 1,016 <SEP> - <SEP> 0,813
<tb> 8 <SEP> 268 <SEP> 175 <SEP> 205 <SEP> 20,8 <SEP> 700 <SEP> 2,413 <SEP> 1,905 <SEP> 1,524
<tb> 9 <SEP> 254 <SEP> 141 <SEP> 179 <SEP> 20,3 <SEP> 602 <SEP> 2,413 <SEP> 1.,905 <SEP> 1,524
<tb> 10 <SEP> 226 <SEP> 134 <SEP> 160 <SEP> 20,4 <SEP> 486 <SEP> 2,413 <SEP> - <SEP> 1,905
<tb> 11 <SEP> 234 <SEP> 160 <SEP> 189 <SEP> 22,3 <SEP> 713 <SEP> 3,175 <SEP> 2,.113 <SEP> 1,
905
<tb> 13 <SEP> 201 <SEP> 137 <SEP> 162 <SEP> 19,8 <SEP> 570 <SEP> 0,813 <SEP> - <SEP> - <I>Nota:</I> L'alliage N 13 ne possède qu'une faible résistance et une faible dureté. Les alliages N 5 15 et 16 étaient trop fragiles pour les essais. La composition la plus favorable .de l'al liage est la suivante:
28 à 45 /o de cobalt, 24 à 35 % de chrome et de molybdène combinés (dont 1 à. 101/o ou mieux 5 à. 7% de molyb- dène),
15 à 42 % ou mieux 25 à 42 % de nickel, fer et manganèse combinés (le nickel prédominant sur le fer et le manganèse étant présent à raison de 0,5 à 2%) et 0,08 à 0,220!o de carbone.
Il peut contenir, en outre, jusqu'à 0,01% ou entre 0,01 et 0,09 % de bé- ryllium, du silicium en quantité inférieure à 0,15-0,25%, du phosphore et du soufre en quantité inférieure à.
0,051/o pour chacun d'eux et des traces insignifiantes d'autres éléments. Le total des éléments accessoires et résiduels est de préférence inférieur à 0,5%.
Une composition favorable de l'alliage est celle à 40% de cobalt, 20% de chrome, 7% de molybdène, 20/ô de manganèse, 1.5 olo de fer, 15,5 /a de nickel et 0,08-0,220/a- de car bone et. présentant une dureté Vickers après le recuit d'homogénéisation comprise entre 225 et 240;
le vieillissement du .flan formé et travaillé à froid après le recuit d'homogénéi sation est effectué entre 320 et 550 C et pour suivi jusqu'à ce que la dureté Vickers se soit élevée au-dessus de 600 et que la limite pro portionnelle ait atteint au moins 155 kg/mm2 et la limite d'élasticité au moins 190 kg/mm2.
Le cobalt confère à l'alliage la résistance mécanique; toutefois, des proportions exces sives de cet élément élèvent la dureté au point que le travail à froid devient difficile. De plus, il est généralement admis que le cobalt constitue avec le chrome un composé inter- métallique qui fournit un constituant de dur- cissem-ent et de renforcement pendant le vieil lissement.
Le chrome contribue à. un degré très im portant à la résistance à la corrosion, et co opère avec le molybdène en. ce sens que l'ac- eroissement de l'un quelconque ou de chacun de ces éléments, au-dessus des valeurs minima spécifiées, donne lieu à un accroissement de la résistance mécanique et de la dureté.
Le molybdène est un élément de renforce ment très efficace tant tour son effet sur 1'a1- liage de base que pour son effet pendant le vieillissement.
Le nickel, le fer et le manganèse consti tuent des plastifiants de 1?alliage à l'état recuit. En d'autres termes, un alliage binaire qui serait composé seulement de cobalt et de chrome, même si les rapports entre ces deux éléments sont ceux qui conviennent pour le développement de la résistance mécanique par travail à froid et vieillissement, ne se laisse pas suffisamment bien travailler à froid pour acquérir les propriétés les plus élevées de ré sistance mécanique;
mais la présence de tels plastifiants a pour effet de diminuer la dureté de l'alliage ayant subi le recuit d'homogénéi sation, et il devient ainsi possible de dévelop per les résistances d'écrouissage avant que la dureté qui résulte du laminage à froid ait atteint des valeurs qui rendent tout travail à froid ultérieur pratiquement impossible. Le chrome, le molybdène et le manganèse peuvent être introduits sous forme des ferro-alliages correspondants, dont le prix, rapporté au poids du chrome et du m.olybdène, est moindre, outre qu'ils possèdent des points de fusion plus faibles et facilitent ainsi la fusion.
Le fer tend à favoriser la formàtion d'écailles ou pailles de fer aux hautes températures, et c'est pourquoi sa teneur doit être inférieure à celle du nickel et ne pas dépasser 15%. Le manganèse sert. de désoxydant pendant la formation de l'alliage et se comporte aussi comme un agent annihilant les effets nuisi bles du soufre; dans l'alliage final, le manga nèse résiduel coopère avec le nickel pour con férer le caractère travaillable désiré;
il peut y en avoir jusqu'à 51/o sans effet nuisible.
L'effet du carbone est mis en évidence gar des alliages par ailleurs identiques provenant de deux masses fondues de l'alliage N0 3, l'alliage 3A ayant une teneur en carbone de 0,05 % et l'alliage 3B une teneur en carbone de 0,09 /o. L'état laminé à froid est celui obtenu après recuit d'homogénéisation et la minage à froid, et l'état vieilli est le même, mais après 5 heures de vieillissement à 480 C.
EMI0006.0001
<I>Tableau <SEP> Y:</I>
<tb> Alliage <SEP> N <SEP> Condition <SEP> <I>TS <SEP> PL <SEP> YS <SEP> Mod <SEP> VHN</I>
<tb> 3A <SEP> laminé <SEP> à. <SEP> froid <SEP> 182 <SEP> 94 <SEP> 119 <SEP> 1:,,4 <SEP> 519
<tb> 3p <SEP> laminé <SEP> à <SEP> froid <SEP> 184 <SEP> 95 <SEP> 116 <SEP> 16,1 <SEP> 531
<tb> 3A <SEP> vieilli <SEP> 229 <SEP> 136 <SEP> 171 <SEP> <B>2</B>0,3 <SEP> 63.5
<tb> 3B <SEP> vieilli <SEP> 240 <SEP> 154 <SEP> 1.87 <SEP> 20,2 <SEP> 681
<tb> Effet <SEP> de <SEP> 0,04o/o <SEP> C <SEP> suppl. <SEP> 1l. <SEP> 18 <SEP> <B>10</B> <SEP> - <SEP> 46 On voit qu'une amélioration très nette est apportée à la limite proportionnelle, dont dé pendent.
la plus ou moins grande résistance du ressort à des déformations permanentes en service et l'amplitude de ces déformations.
Les recuits d'homogénéisation intermé diaires et finals peuvent être effectués à des températures inférieures à 1150 C et pouvant même descendre jusqu'à 1000 C; mais il est préférable d'appliquer des températures d'au moins 1090 C. L'effet, du chauffage est d'adoucir l'alliage et de l'amener à l'état voulu pour le travail à froid, de provoquer la mise en solution de constituants secondaires et de favoriser la production d'une structure homo gène ayant une disposition cubique à. faces centrées, ainsi que d'amener l'alliage à l'état où il se prête le mieux à son durcissement par vieillissement. Le refroidissement brusque peut être effectué par immersion dans de l'eau, -quoique des sections minces puissent être refroidies dans l'air avec succès.
L'effet de la température au cours du re cuit d'homogénéisation est mis en évidence par l'alliage N 3 qui possédait une dureté Vickers de 240 avant le laminage à froid et a alors été réduit de 50% par laminage à froid, puis soumis au recuit-trempe.
EMI0006.0008
<I>Tableau <SEP> VI:</I>
<tb> <U>Temp. <SEP> C <SEP> Temps <SEP> <I>VHN</I></U>
<tb> Témoin <SEP> tel <SEP> que <SEP> laminé <SEP> à <SEP> froid
<tb> jusqu'à <SEP> 50 /o <SEP> de <SEP> réduction <SEP> 468
<tb> 850 <SEP> 30 <SEP> minutes <SEP> 550
<tb> 705 <SEP> > <SEP> <SEP> 485
<tb> 760 <SEP> <SEP> <SEP> 455
<tb> 815 <SEP> <SEP> 412
<tb> 870 <SEP> <SEP> <SEP> 343
<tb> 980 <SEP> <SEP> 302
<tb> 1150 <SEP> <SEP> <SEP> 240 Il ressort de ce tableau que le laminage à froid a élevé la dureté de 240 à 468 et que la dureté a. subi un nouvel accroissement par le traitement à 650 et 705 C, alors que le chauf fage à 760 C ne l'adoucissait. que très peu.
Aux températures successivement croissantes, l'adoucissement intervient, un degré d'adou- eissement satisfaisant étant obtenu à 1150 C et un adoucissement déjà intéressant à 980 C. Dans le cas d'alliages plus durs que l'alliage N 3, il est recommandable d'appliquer une température supérieure à 1150 C, mais il est bon d'éviter des températures excessives afin de réduire au minimum la formation de pail les et de rugosités à la surface de la barre ou plaque.
La dureté Viekers au début du laminage à froid final devra être inférieure à 300 (voir tableau II), des alliages d'une dureté aussi basse que 200 ayant permis d'obtenir des va leurs de résistances finales satisfaisantes. L'accroissement de la dureté et de la résis tance est. très rapide au début du laminage à froid et est ensuite plus lent. Par exemple, l'alliage N 3 a accusé sous des réductions de 75, 80, 85 et 901/o des duretés respectives de 510, 570, 580 et 590.
Pour les ressorts mo teurs de montres, il est nécessaire que la ré duction à. froid soit poussée aussi loin que possible, afin d'obtenir une dureté Vickers élevée (voir tableau III). La réduction d'épaisseur du ruban destiné à. ces ressorts doit être d'au moins 70% et atteindra de pré férence 801/o, de bons résultats ayant été ob tenus au-dessus de 90%.
Le but principal du vieillissement est d'ac croître la limite proportionnelle, la limite d'élasticité, la charge de rupture et le module d'élasticité. L'effet obtenu dépend jusqu'à un certain point de la composition de l'alliage et est aussi fonction du degré de réduction à froid, de l'épaisseur finale de l'article et de la dureté et de la température du vieillisse ment.
Ce traitement de vieillissement est parti culièrement avantageux pour une matière ayant été travaillée à froid jusqu'aux réduc tions spécifiées. Par exemple, le tableau VI indique que l'alliage N 3 ayant une dureté Viekers après recuit de 240 a subi un accrois sement clé dureté jusqu'à 468 à l'échelle Vickers et a alors été réduit et ramené à sa dureté initiale à la suite d'un recuit d'homo généisation subséquent effectué à 1150 C.
Cet alliage N 3, soumis à un recuit d'homo généisation jusqu'à. une dureté Vickers de g16-233 et soumis alors à un vieillissement à -180 C pendant 5 heures, sans laminage à froid intermédiaire, n'a subi un accroissement de dureté Vickers que jusqu'à 260-270, soit d'environ 10 à 15%.
Par comparaison, comme il ressort du tableau IV ci-dessus, un lami- nage à froid jusqu'à une réduction de 92,7% (dureté Viekers 530-550), suivi d'un vieillis sement identique, a donné une dureté Viekers de 690-695, soit un gain de l'ordre de 301/o. En d'autres termes,
l'accroissement qui ré sulte du laminage à froid et du vieillissement par stades successifs est remarquable non seu lement par les valeurs de dureté absolues, mais aussi par les pourcentages relatifs. La charge de rupture s'accroît similairement; un résultat encore plus frappant réside dans le gain réalisé dans la limite proportionnelle et la limite d'élasticité.
La température et la durée du vieillisse- ment sont en rapport étroit. Une température plus basse entraine un temps plus long, tout en se prêtant à une latitude de réglage plus grande. Les effets maxima obtenus pour la résistance mécanique et la ductilité peuvent se produire sous différentes conditions de tem pérature et de temps. L'échelle des tempéra tures de vieillissement va d'ordinaire de 315 à 540 C, l'échelle préférée étant de 400 à 480 C.
A titre d'exemple, un alliage traité clans les conditions spécifiées pour le recuit et le laminage à froid peut acquérir un maxi mum, dans ses valeurs de résistance mécani que, par un vieillissement de 5 heures à 480 C, mais sa ductilité est alors susceptible d'avoir nabi une réduction au-dessous de la valeur qui convient pour la formation d'un ressort spiral de petit rayon minimum; dans ce cas, il est préférable d'effectuer le vieillis sement à 425 ou même 370 C, pendant le même temps ou un temps plus long.
Un vieil lissement de 5 heures à 480 C a donné une combinaison désirable de valeurs de résis tance accrues pour les alliages N g 1 à 7.
Le tableau VII donne ci-après, pour diffé rentes épaisseurs de feuille ou bande lors du recuit d'homogénéisation final et différents taux de réduction à froid des feuilles ou bandes en alliage N 3, les effets de diffé rentes températures de vieillissement sur la dureté. Le tableau donne les valeurs finales de la dureté après le vieillissement.
EMI0007.0038
<I>Tableau <SEP> VII: <SEP> -</I>
<tb> Vieillisse- <SEP> Epaisseur <SEP> des <SEP> feuilles <SEP> ou <SEP> bandes <SEP> en <SEP> mm
<tb> ment <SEP> de <SEP> 0,079 <SEP> 0,108 <SEP> 0,180
<tb> 5 <SEP> heures <SEP> Réduction <SEP> à <SEP> froid, <SEP> % <SEP> Réduction <SEP> à <SEP> froid, <SEP> % <SEP> Réduction <SEP> à <SEP> froid,
<tb> <U>l</U> <SEP> 80 <SEP> 85 <SEP> 90 <SEP> 80 <SEP> 85 <SEP> 90 <SEP> 80 <SEP> 85 <SEP> 90
<tb> 370 <SEP> 571 <SEP> 581 <SEP> 591 <SEP> 564 <SEP> 606 <SEP> 628 <SEP> 566 <SEP> 571 <SEP> 584
<tb> 425 <SEP> 613 <SEP> 636 <SEP> 648 <SEP> 636 <SEP> 44 <SEP> 644 <SEP> 602 <SEP> 613 <SEP> 618
<tb> .180 <SEP> 654 <SEP> 660 <SEP> 672 <SEP> 652 <SEP> 660 <SEP> 660 <SEP> 636 <SEP> 648 <SEP> 684
<tb> 540 <SEP> 673 <SEP> 700 <SEP> 700 <SEP> 660 <SEP> 686 <SEP> 700 <SEP> 660 <SEP> 673 <SEP> 686 En ce qui concerne la comparaison des propriétés obtenues avant et après le vieillis- sement du métal qui a été recuit et laminé à froid de la manière spécifiée,
l'accroisse- ment de 1a charge de rupture et de la dureté peut être de l'ordre de 25 à 30 % et, en géné- ral, .ces propriétés augmentent similairement entre elles.
L'accroissement de la limite prb- portionnelle peut être de 70% et au-dessus, l'alliage N 2 ayant accusé un accroissement de 135 % et l'alliage N 3 un accroissement de 910/0. La limite d'élasticité augmente de 601/o et au-dessus.
Le module d'élasticité aug mente d'environ 16 à 351/o, l'accroissement étant généralement inférieur à celui de la. charge de rupture. En général, on devra éviter une exposition de longue durée à des températures de 650 à 980 C après le recuit d'homogénéisation final.
Si on laisse la température s'abaisser lente ment à partir des conditions de recuit d'homo généisation, une précipitation prématurée, accompagnée d'une agglomération, s'effectue, de sorte que la matière devient trop dure pour le travail à froid et incapable de déve lopper les résistances qu'on peut obtenir par un écrouissage et, un vieillissement appro priés; si, dans l'échelle ci-dessus, la tempéra ture de la matière augmente lentement, une agglomération intervient, suivie d'une remise en solution, mais l'homogénéisation ne s'ac complit pas jusqu'à la réduction de dureté qui est nécessaire pour un travail à froid sa tisfaisant ou jusqu'à l'état qui convient pour assurer une précipitation effective au cours du vieillissement.
Le présent, procédé permet de fabriquer un. ressort moteur capable de résister à des conditions de service que ne supporterait pas un ressort en acier à haute teneur en carbone de mêmes dimensions. La charge de rupture et la limite proportionnelle du ressort obtenu par ledit procédé sont supérieures à celles du ressort en acier.
Dans les conditions préférées (tableau IV), sa limite proportionnelle dé passe 141 kg/mm2; sa limite d'élasticité dé passe 176 kg/mm2 et son module d'élasticité dépasse environ 20 X 1011 dynes/cm2, alors que les, trois valeurs correspondantes des res sorts moteurs de montres en acier au car bone de qualité supérieure sont. respective ment environ 124 kg/mm2, 163 kg/mm2 et 19,6 X 1011 dynes/cm2. Il est, de plus, inoxy dable dans les conditions atmosphériques, ainsi qu'au contact de la sueur et résiste même aux solutions acides et alcalines con centrées.
Il est non magnétique et non magné- tisable. L'importance du mode de fabrication est mise en évidence par le fait que, si l'on chauffe un tel ressort à 1150 C et. le refroidit alors rapidement, il subit une perte sévère de résistance et de dureté (la dureté Vickers tombant à moins de 300 et la charge de rup ture à moins de 141 kg/mm2) et devient inu tilisable parce qu'il n'existe aucune méthode qui permette de rétablir les valeurs susindi- quées sans appliquer une forte réduction à froid, comme il est, dit. plus haut, c'est-à-dire sans réduire la section et augmenter la lon gueur.
A cet égard, ledit ressort diffère net tement d'un ressort en acier au carbone qui petit. être soumis à des trempes et revenus ré pétés si l'on a soin d'éviter la formation de pailles et la déearbonisation.
La limite pratique du laminage ou travail à froid de l'alliage est fixée par le degré de travail à froid qui provoque un fendillement excessif des bords et, surfaces; par celui au- delà duquel tout travail à froid supplémen taire n'améliore plus ou guère les propriétés de résistance de la matière ou ne provoque plus un accroissement desdites propriétés lors du vieillissement, et jusqu'à un certain point par l'équipement d'usine dont on dispose, mais le travail à froid devra au moins assu rer la réduction minimum spécifiée plus haut.