FR2471420A1 - Acier non magnetique pour dispositifs destines a etre utilises a des temperatures extremement basses et dans un champ magnetique intense - Google Patents
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Abstract
L'INVENTION CONCERNE UN ACIER NON MAGNETIQUE POUR DISPOSITIFS DESTINES A ETRE UTILISES A DES TEMPERATURES EXTREMEMENT BASSES ET DANS UN CHAMP MAGNETIQUE INTENSE, NE CONTENANT PAS DE NICKEL AJOUTE, ET QUI PRESENTE LA COMPOSITION SUIVANTE EXPRIMEE EN POURCENTAGES PONDERAUX: 0,08 A 0,45 DE CARBONE, 1,0 OU MOINS DE SILICIUM, 27 A 45 DE MANGANESE, 4 A 13 DE CHROME, 0,08 A 0,30 D'AZOTE, 0,5 OU MOINS DE NICKEL, 0,5 OU MOINS DE MOLYBDENE, LE RESTE ETANT CONSTITUE DE FER ET D'IMPURETES INEVITABLES; CET ACIER DONT L'AUSTENITE EST TRES STABLE, PRESENTE D'EXCELLENTES PROPRIETES DE RESISTANCE MECANIQUE, DE TENACITE ET DE DUCTILITE A DES TEMPERATURES EXTREMEMENT BASSES.
Description
Acier non magnétique pour dispositifs
destinés à etre utilisés à des températures
extremement basses et dans un champ magnétique
intense.
destinés à etre utilisés à des températures
extremement basses et dans un champ magnétique
intense.
La présente invention concerne un acier non magnétique pour dispositifs destinés à etre utilisés à des températures extrêmement basses et dans un champ magnétique intense.
Plus particulièrement, l'invention concerne un acier non magnétique ayant une bonne stabilité de l'austénite et d'excellentes propriétés de résistance mécanique, de ténacité et de ductilité à une température extremement basse sans addition de nickel.
Les récents progrès technologiques dans le domaine des réacteurs de fusion nucléaire, des véhicules à lévitation magnétique, des générateurs superconducteurs ou des moteurs superconducteurs sont très importants,
Dans de tels dispositifs, les superconducteurs doivent etre refroidis à une température extremement basse voi- sine de celle de l'hélium liquide (4,2 1 < ) pour que le phénomène de superconduction apparaisse et les structures périphériques qui les supportent sont nécessairement utilisées à des températures extrêmement basses.
Dans de tels dispositifs, les superconducteurs doivent etre refroidis à une température extremement basse voi- sine de celle de l'hélium liquide (4,2 1 < ) pour que le phénomène de superconduction apparaisse et les structures périphériques qui les supportent sont nécessairement utilisées à des températures extrêmement basses.
Il est nécessaire que les matériaux constituant ces dispositifs soient non magnétiques, car on les utilise dans un champ magnétique intense et ils doivent ne pas perdre leur caractère non magnétique par suite de la transformation martensitique athermique ou d'une transformation provoquée par les déformations, telles que les déformations plastiques, subies lors de la fabrication ou de l'emploi.
Bien que les aciers inoxydables austénitiques tels que les aciers SUS304 et SUS316 des normes japonaises industrielles, utilisés dans l'art, présentent une ténacité et une ductilité excellentes aux basses températures, l'austénite est instable et présente facilement une transformation martensitique sous l'ef- fet d'une déformation plastique à basse température et perd son caractère non magnétique. De plus, ces aciers inoxydables austénitiques contiennent une quantité importante de nickel couteux et leur limite élastique ne s'accroit que faiblement meme lorsqu'on les refroidit à une température extremement basse, qui illustre les inconvénients qu'ils présentent du point de vue de lréconomie et de la conception.
L'invention a pour objet un nouvel acier de construction non magnétique et économique pour dispositifs destinés à etre utilisés à des températures extrlemement basses et dans un champ magnétique intense, possédant d'excellentes propriétés de résistance mécanique, de ténacité à basse température et de stabilité de l'aus- ténite, et contenant comme éléments alliés principaux du manganèse, du chrome et de l'azote.
D'autres caractéristiques et avantages de l'invention ressortiront de la description détaillée qui suit faite en regard des dessins annexés sur lesquels
- la figure 1 est un graphique montrant les effets de la teneur en carbone sur les propriétés de traction à la température ordinaire et à -1960C d'un acier à 35 % de Mn, 7 -% de Cr et 0,1 % de N que l'on a soumis à un traitement thermique de dissolution après laminage à chaud
- la figure 2 est un graphique-montrant les effets de la teneur en manganèse sur les propriétés de traction à la température ordinaire et à -196 C d'un acier à 0,1 % de C, 7 X de Cr et 0,16 % de N que l'on a soumis à un traitement thermique de dissolution après laminage à chaud ;;
- la figure 3 illustre les effets de la teneur en chrome sur les propriétés de traction à la température ordinaire et à -1960C d'un acier à 0,1 % de C, 30 % de Mn et 0,16 % de N que l'on a soumis à un traitement thermique de dissolution après laminage à chaud;;
- la figure 4 montre les effets de la teneur en chrome sur l'énergie absorbée dans un essai sur éprouvette Charpy à entaille en V de 2 mm à OOC et à -196 C d'un acier à 0,1 % de C, 30 S de Mn et 0,16 X de N que l'on a soumis à un traitement thermique de dissolution après laminage à chaud
- la figure 5 montre les effets de la teneur en azote sur les propriétés de traction à la température ordinaire et à -1960C d'un acier à 0,1 X de C, 35 % de
Mn et 7 % de Cr que l'on a soumis à un traitement thermique de dissolution après laminage à chaud ;; et
- la figure 6 montre les effets de la teneur en azote sur l'énergie absorbée dans un essai sur éprouvztte Charpy à entaille en V de 2 mm à OOC et à -1960C d'aciers à (0,1-0,3) % de C, 35 % de Mn et 7 % de Cr que I 'on a soumis à un traitement thermique de dissolution après laminage à chaud.
- la figure 1 est un graphique montrant les effets de la teneur en carbone sur les propriétés de traction à la température ordinaire et à -1960C d'un acier à 35 % de Mn, 7 -% de Cr et 0,1 % de N que l'on a soumis à un traitement thermique de dissolution après laminage à chaud
- la figure 2 est un graphique-montrant les effets de la teneur en manganèse sur les propriétés de traction à la température ordinaire et à -196 C d'un acier à 0,1 % de C, 7 X de Cr et 0,16 % de N que l'on a soumis à un traitement thermique de dissolution après laminage à chaud ;;
- la figure 3 illustre les effets de la teneur en chrome sur les propriétés de traction à la température ordinaire et à -1960C d'un acier à 0,1 % de C, 30 % de Mn et 0,16 % de N que l'on a soumis à un traitement thermique de dissolution après laminage à chaud;;
- la figure 4 montre les effets de la teneur en chrome sur l'énergie absorbée dans un essai sur éprouvette Charpy à entaille en V de 2 mm à OOC et à -196 C d'un acier à 0,1 % de C, 30 S de Mn et 0,16 X de N que l'on a soumis à un traitement thermique de dissolution après laminage à chaud
- la figure 5 montre les effets de la teneur en azote sur les propriétés de traction à la température ordinaire et à -1960C d'un acier à 0,1 X de C, 35 % de
Mn et 7 % de Cr que l'on a soumis à un traitement thermique de dissolution après laminage à chaud ;; et
- la figure 6 montre les effets de la teneur en azote sur l'énergie absorbée dans un essai sur éprouvztte Charpy à entaille en V de 2 mm à OOC et à -1960C d'aciers à (0,1-0,3) % de C, 35 % de Mn et 7 % de Cr que I 'on a soumis à un traitement thermique de dissolution après laminage à chaud.
L'invention va maintenant etre décrite de façon détaillée.
L'invention est le résultat de diverses expériences et recherches de la demanderesse. On sait que le nickel, le manganèse, le cuivre, le carbone et l'azote sont des éléments formateurs d'austénite ; parmi ces éléments, le nickel et le cuivre sont désavantageux en ce que le premier est très couteux et le second a des effets nuisibles importants sur l'usinabilité à chaud. Le chrome est un élément formateur de ferrite mais il est connu pour son effet de stabilisation de l'austénite.
On a donc recherché une composition chimique correspondant à une gamme telle qu'il ne se forme pas de ferrite delta lors du stade de solidification et qu'on obtienne de l'austénite stable pour un acier contenant du manganèse, du carbone, de l'azote et du chrome mais pas de nickel. On a ensuite étudié les effets de ces éléments sur les propriétés mécaniques à basse température pour la gamme de composition déterminée. La demanderesse a ainsi découvert un acier non-magnétique présentant une bonne stabilité de l'austénite et d'excellentes propriétés de ténacité, de ductilité et de résistance mécanique à basse température.
La gamme des compositions chimiques de l'acier non magnétique de l'invention est la suivante
C 0,08 - 0,45 % N 0,08 - 0,30
Si 1,0 % ou moins Ni 0,5 % ou moins
Mn 27 - 45 X Mo 0,5 % ou moins
Cr 4 - 13 % le reste étant du fer et des
impuretés inévitables.
C 0,08 - 0,45 % N 0,08 - 0,30
Si 1,0 % ou moins Ni 0,5 % ou moins
Mn 27 - 45 X Mo 0,5 % ou moins
Cr 4 - 13 % le reste étant du fer et des
impuretés inévitables.
Tous les pourcentages de la gamme de composition ci-dessus sont exprimés en poids, -et il en est de meme dans la description qui suit.
Les raisons pour lesquelles on limite dans les gammes indiquées les proportions des éléments constitutifs de l'acier de lrinvention sont les suivantes.
(1) Carbone : 0,08-b,45 %*
Le carbone est un élément puissant de formation de l'austénite et il provoque un renforcement remarquable de l'acier. Cependant, une addition excessive doit être évitée par suite de l'altération de la ténacité et-de la ductilité à basse température.
Le carbone est un élément puissant de formation de l'austénite et il provoque un renforcement remarquable de l'acier. Cependant, une addition excessive doit être évitée par suite de l'altération de la ténacité et-de la ductilité à basse température.
La figure 1 est un graphique montrant les effets de la teneur en carbone sur les propriétés de traction à la température ordinaire et à -1960C d'un acier à 35 % de manganèse, 7 % de chrome et 0,10 % d'azote que l'on a soumis à un traitement thermique de dissolution après laminage à chaud. A la température ordinaire et à -1960C, la limite élastique (0,2 %) et la résistance à la traction s'élèvent lorsque la teneur en carbone augmente D'autre part, l'allongement tend à s'elever avec l'augmentation de la teneur en carbone à la température ordinaire tandis qu'à -1960C, la ductilité et la ténacité diminuent nettement par suite d'une précipitation de carbure de chrome (Cr23C6) sur les joints de grain lorsque la teneur en carbone dépasse 0,45 %.
Pour les raisons précédemment indiquées, on fixe la limite supérieure de la teneur en carbone à 0,45 %..
On fixe d'autre part la limite inférieure de la teneur en carbone à 0,08 % en raison des nécessités de la résistance mécanique et de l'équilibre avec la teneur en azote comme indiqué ci-après.
(2) Silicium : 1,0 % ou moins.
Le silicium est nécessaire comme élément de désoxydation pour l'affinage de l'acier. Comme son addition à des teneurs supérieures à 1,.0 % nuit à la ténacité et à la ductilité de l'acier ainsi qu'à la stabilité de l'austénite, la limite supérieure est fixée à 1,0 %. il n'existe pas de limite inférieure particu lierre.
(3) Manganèse : 27-45 %*
Le manganèse constitue avec le nickel un élément caractéristique formateur d'austénite. Une des caractéristiques de l'acier de l'invention est qu'il ne contient pas de nickel coûteux, que l'austénite est entièrement stabilisé par addition d'une grande quantité de manganèse et que les teneurs en carbone et en azote qui nuisent à la ténacité et à la ductilité à basse température sont fixées aux valeurs les plus basses possibles. La figure 2 est un graphique montrant l'effet de la teneur en manganèse sur les propriétés de traction à la température ordinaire et à -1960C d'acier à 0,10 % de carbone, 7 % de chrome et 0,16 % d'azote que l'on a soumis à un traitement thermique de dissolution après laminage à chaud.A la température ordinaire, la teneur en manganèse a peu d'ef fet sur la limite élastique (0,2 %) tandis que la ré- sistance à la traction diminue lorsque la teneur en manganèse augmente. L'allongement devient maximal au voisinage d'une teneur en manganèse de 30 %. A -1960C, la limite élastique (0,2 %) 5'améliore lorsque la teneur en manganèse augmente pour atteindre un plateau à 25 %. De façon semblable, la résistance à la traction s'accroît avec la teneur en manganèse jusqu'à 25 % puis tend à diminuer lorsque la teneur en manganèse dépasse 25 t. L'allongement à -1960C s'accot rapidement pour l'intervalle des teneurs en manganèse de 25 à 30 %, puis diminue légèrement lorsque la teneur en manganèse dépasse 30 %.En ce qui concerne la stabilité de l'austénite, la perméabilité pdes aciers ayant des teneurs en manganèse de 20 % et de 25 % s'élève par transformation martensitique magnétique lors de la déformation par traction à -196 C. Cependant, on n'observe pas d'accroissement de la perméabilité à la surface de rupture d'éprouvettes de traction rompues à -1960C lorsque la teneur en manganèse est supérieure à 30 %.
Le manganèse constitue avec le nickel un élément caractéristique formateur d'austénite. Une des caractéristiques de l'acier de l'invention est qu'il ne contient pas de nickel coûteux, que l'austénite est entièrement stabilisé par addition d'une grande quantité de manganèse et que les teneurs en carbone et en azote qui nuisent à la ténacité et à la ductilité à basse température sont fixées aux valeurs les plus basses possibles. La figure 2 est un graphique montrant l'effet de la teneur en manganèse sur les propriétés de traction à la température ordinaire et à -1960C d'acier à 0,10 % de carbone, 7 % de chrome et 0,16 % d'azote que l'on a soumis à un traitement thermique de dissolution après laminage à chaud.A la température ordinaire, la teneur en manganèse a peu d'ef fet sur la limite élastique (0,2 %) tandis que la ré- sistance à la traction diminue lorsque la teneur en manganèse augmente. L'allongement devient maximal au voisinage d'une teneur en manganèse de 30 %. A -1960C, la limite élastique (0,2 %) 5'améliore lorsque la teneur en manganèse augmente pour atteindre un plateau à 25 %. De façon semblable, la résistance à la traction s'accroît avec la teneur en manganèse jusqu'à 25 % puis tend à diminuer lorsque la teneur en manganèse dépasse 25 t. L'allongement à -1960C s'accot rapidement pour l'intervalle des teneurs en manganèse de 25 à 30 %, puis diminue légèrement lorsque la teneur en manganèse dépasse 30 %.En ce qui concerne la stabilité de l'austénite, la perméabilité pdes aciers ayant des teneurs en manganèse de 20 % et de 25 % s'élève par transformation martensitique magnétique lors de la déformation par traction à -196 C. Cependant, on n'observe pas d'accroissement de la perméabilité à la surface de rupture d'éprouvettes de traction rompues à -1960C lorsque la teneur en manganèse est supérieure à 30 %.
Pour les raisons précédemmentuexposées, la teneur en manganèse est fixée entre 27 et 45 S.
(4) Chrome : 4-13 S.
Le chrome est un élément formateur de ferrite mais également il stabilise et renforce l'austénite lorsqu'on en ajoute une quantité appropriée à un acier contenant une quantité importante de manganèse. La figure 3 montre l'effet de la teneur en chrome sur les propriétés de traction à la température ordinaire et à -1960C d'un acier à 0,10 % de carbone, 30 % de manganèse et 0,16 X d'azote que l'on a soumis à un traitement thermique de dissolution après laminage à chaud.La limite élastique (0,2 %) s'élève légèrement lorsque la teneur en chrome augmente à la température ordinaire et à -1960C. -La teneur en chrome n'a pratiquement pas d'effet sur la résistance à la traction à la température ordinaire mais à -1960C la ré- sistance à la traction s'accroit fortement lorsque la teneur en chrome s'élève jusqu'à 5 %, après quoi l'élévation de la courbe devient plus modérée. Bien que l'allongement à la température ordinaire dépende peu de la teneur en chrome jusqu'à 10 %, il commence à diminuer lorsque la teneur en chrome dépasse 10 %.Au contraire, l'allongement à -1960C s'accroit fortement lorsque la teneur en chrome s'élève de O à 5 %, puis tend à diminuer légèrement lorsque la teneur en chrome est égale ou supérieure à 5 %.
La figure 4 montre l'effet de la teneur en chrome sur l'énergie absorbée dans l'essai sur éprouvette
Charpy à entaille en V de 2 mm à OOC et à -1960C d'acier à 0,10 % de carbone, 30 % de manganèse et 0,16 % d'azote que l'on a soumis à un traitement thermique de dissolution après laminage à chaud. A OOC, l'énergie absorbée dans l'essai Charpy diminue lorsque la teneur en chrome augmente tandis qu'à -196 C elle atteint un maximum dans l'intervalle de 5 à 10 % de chrome.
Charpy à entaille en V de 2 mm à OOC et à -1960C d'acier à 0,10 % de carbone, 30 % de manganèse et 0,16 % d'azote que l'on a soumis à un traitement thermique de dissolution après laminage à chaud. A OOC, l'énergie absorbée dans l'essai Charpy diminue lorsque la teneur en chrome augmente tandis qu'à -196 C elle atteint un maximum dans l'intervalle de 5 à 10 % de chrome.
Cependant, ces tendances varient selon la teneur en manganèse et à basse température, la ténacité d'un acier ayant une teneur en manganèse comprise entre 27 et 45 % diminue rapidement lorsque la teneur en chrome est supérieure à 13 %.
Pour les raisons précédemment exposées, la teneur en chrome de l'acier de l'invention est fixée entre 4 et 13 %.
(5) Azote : 0,08-0,30 %
L'azote est un élément puissant de formation de l'austénite ainsi qu'un élément puissant de renforcement. Lorsqu'on le compare au carbone, les effets indésirables sur les propriétés mécaniques tels qu'une précipitation de carbure sur les joints de grains sont nettement moindres. De plus, il ressort aisément de la comparaison des figures 1 et 5 que pour les memes teneurs (S en-poids), l'action de l'azote sur la résistance mécanique, en particulier sur la limite élastique (0,2 %), est à peu près la meme que l'action du carbone à la température ordinaire, mais qu'elle est environ 3 fois supérieure à celle du carbone à -1960C. Donc, l'addition d'azote est très efficace pour renforcer l'acier sans altérer la ténacité.
L'azote est un élément puissant de formation de l'austénite ainsi qu'un élément puissant de renforcement. Lorsqu'on le compare au carbone, les effets indésirables sur les propriétés mécaniques tels qu'une précipitation de carbure sur les joints de grains sont nettement moindres. De plus, il ressort aisément de la comparaison des figures 1 et 5 que pour les memes teneurs (S en-poids), l'action de l'azote sur la résistance mécanique, en particulier sur la limite élastique (0,2 %), est à peu près la meme que l'action du carbone à la température ordinaire, mais qu'elle est environ 3 fois supérieure à celle du carbone à -1960C. Donc, l'addition d'azote est très efficace pour renforcer l'acier sans altérer la ténacité.
Cependant, une addition excessive nuit à la ténacité et à la ductilité en particulier à basse température et doit donc etre évitée.
La figure 5 illustre l'effet de la teneur en azote sur les propriétés de traction à la température ordinaire et à -1960C d'acier à 0,10 % de carbone, 35 X de manganèse et 7 % de chrome que l'on a soumis à un traitement thermique de dissolution après laminage à chaud; Les variations des propriétés de traction dues à l'accroissement des teneurs en azote présentent les mêmes tendances à la température ordinaire et à -1960C. En d'autres termes, l'accroissement de la teneur en azote s'accompagne d'une augmentation de la limite élastique (0,2 w) et de la résistance à la traction tandis que l'allongement diminue.Lorsqu'on compare les effets de l'azote sur la résistance mécanique à la température ordinaire et à -1960C, on voit que l'effet de renforcement de l'azote à -1960C est 3 à 4 fois supérieur à celui qu'il exerce à la température ordinaire.
La figure 6 illustre les effets de la teneur en azote sur l'énergie absorbée dans un essai sur éprouvette Charpy-à entaille en V de 2 mm à O C et à -1960C d'aciers à 0,1-0,3- de carbone, 35 % de manganèse et 7 x de chrome que 1 'on a soumis à un traitement thermique de dissolution après laminage à chaud.A OOC, l'effet de la teneur en azote sur l'énergie absorbée dans l'essai Charpy n'est pas très notable tandis qu a -1960C, l'énergie absorbée lors de l'essai Charpy varie peu avec la teneur en azote jusqu a 0,15 X, tandis que la courbe descend lorsque la teneur en azote dépasse 0,15 %*
Donc, la teneur en azote de l'acier de l'invention a été fixée entre 0,08 et 0,30 % pour des raisons relatives à l'équilibre avec la teneur en carbone, à la résistance et à la ténacité.
Donc, la teneur en azote de l'acier de l'invention a été fixée entre 0,08 et 0,30 % pour des raisons relatives à l'équilibre avec la teneur en carbone, à la résistance et à la ténacité.
(6) Nickel o 0,5 % ou moins.
Le nickel est un élément puissant de formation de l'austénite mais il est très coûteux, Comme dans l'acier de l'invention, l'addition de nickel jusqu'à une teneur de 10 % n'a pas d'effet important, on n'a joute pas de nickel. Cependant, la limite supérieure a été fixée à 0,5 % en raison des possibilités d'introduction de nickel dans l'acier à partir des ferrailles.
(7) Molybdène z moins de 0,5 %,
Le molybdène stabilise et renforce la phase austénitique mais il altère la ténacité et la ductilité.
Le molybdène stabilise et renforce la phase austénitique mais il altère la ténacité et la ductilité.
Il est plus coûteux que le nickel. Bien qu'en règle générale, on n'ajoute pas de molybdène à l'acier de l'invention, car la combinaison des autres éléments assure l'obtention d'une pha-e austénitique suffisamment stable et d'une résistance mécanique suffisante, la limite supérieure a été fixée à 0,5 % pour les mê- mes raisons que dans le cas du nickel.
La composition chimique de l'acier de l'invention a été déterminée à partir de l'évaluation globale du résultat des essais et à partir des raisons exposes.
Les caractéristiques de l'acier de l'invention vont maintenant etre illustrées plus en détail par des exemples non limitatifs. Le tableau 1 montre la composition chimique des matériaux étudiés. Les maté riaux étudiés à titre comparatif sont les aciers inoxydables austénitiques SUS304 et 316 et l'acier aus ténitique Mn-Cr-N ASTM A-240 type xM31.
Le tableau 2 montre les propriétés de traction à la température ordinaire, à -1960C et à -2690C (4 K) et la perméabilité magnétique au voisinage de la partie rompue d'éprouvettes de traction. Les propriétés de traction à la température ordinaire de l'acier de l'invention sont approximativement les mêmes que celles de l'acier inoxydable austénitique. Un acier A-240 type xM31 présente une limite élastique (0,2 %) extrêmement élevée qui est environ double de celle des autres matériaux. A -1960C, la limite élastique (0,2 %) de l'acier de l'invention atteint environ 70 kg/mm2 et l'allongement n'est que légèrement plus faible.
ême à -269 C, l'allongement et la diminution de surface supérieure à 45 % sont conserves. D'autre part, l'acier SUS304 ne présente qu'une très faible élévation de la limite élastique (0,2 %) lorsque la température s'abaisse. La limite élastique (0,2 %) de l'acier SUS 316 à -1960C est environ à mi-chemin entre celle de l'acier de l'invention et de l'acier SUS304.
Dans le cas de l'acier A240 type xM31, la limite élastique (0,2 %) est extremement élevée mais l'allongement et la diminution de la surface sont remarquablement faibles. La perméabilité magnétique de l'acier de l'invention au voisinage de la partie rompue d'échantillons de traction cassés à -2690C est très faible (1,001), ce qui indique que l'austénite est très stable. La perméabilité de l'acier SUS 304 s'élève meme par déformation à la température ordinaire tandis que l'acier SUS316 est comparativement stable à la température ordinaire. Cependant, la perméabilité magnétique de ce dernier acier s'élève lorsqu'on le déforme à -1960C. L'acier A240 type xM31 a une austénite comparativement stable, mais il a pour défaut que sa ductilité s'abaisse considérablement aux températures basses, comme précédemment indiqué.
Le tableau 3 montre les résultats de l'essai de choc Charpy sur éprouvette à entaille en V de 2 mm à
O C et à -1960C. Les valeurs entre Darenthèses du tableau sont les perméabilités magnétiques au voisinage de la surface de rupture des éprouvettes Charpy. La ductilité à basse température de l'acier de l'invention est environ la meme que celles des aciers inoxydables austénitiques SUS304 et 316. La structure de l'austénite de l'acier A240 type xM31 est stable, mais la résistance au choc diminue considérablement lorsque la température s'abaisse.
O C et à -1960C. Les valeurs entre Darenthèses du tableau sont les perméabilités magnétiques au voisinage de la surface de rupture des éprouvettes Charpy. La ductilité à basse température de l'acier de l'invention est environ la meme que celles des aciers inoxydables austénitiques SUS304 et 316. La structure de l'austénite de l'acier A240 type xM31 est stable, mais la résistance au choc diminue considérablement lorsque la température s'abaisse.
T A B L E A U 1
Composition chimique des matériaux utilisés
Composition chimique des matériaux utilisés
<SEP> Composition <SEP> chimique <SEP> (% <SEP> en <SEP> poids)
<tb> Acier <SEP> C <SEP> Si <SEP> Mn <SEP> P <SEP> S <SEP> Ni <SEP> Cr <SEP> Cu <SEP> Mo <SEP> N
<tb> Acier <SEP> A <SEP> 0,10 <SEP> 0,50 <SEP> 39,5 <SEP> 0,020 <SEP> 0,004 <SEP> - <SEP> 6,79 <SEP> 0,07 <SEP> - <SEP> 0,155
<tb> de
<tb> l'in- <SEP> B <SEP> 0,19 <SEP> 0,59 <SEP> 36,6 <SEP> 0,018 <SEP> 0,010 <SEP> - <SEP> 6,90 <SEP> 0,12 <SEP> - <SEP> 0,103
<tb> vention <SEP> C <SEP> 0,11 <SEP> 0,50 <SEP> 31,3 <SEP> 0,019 <SEP> 0,005 <SEP> - <SEP> 6,89 <SEP> 0,11 <SEP> - <SEP> 0,161
<tb> SUS <SEP> 304 <SEP> 0,036 <SEP> 0,54 <SEP> 1,19 <SEP> 0,020 <SEP> 0,009 <SEP> 10,02 <SEP> 18,42 <SEP> 0,08 <SEP> - <SEP>
SUS <SEP> 316 <SEP> 0,039 <SEP> 0,53 <SEP> 1,13 <SEP> 0,018 <SEP> 0,009 <SEP> 12,00 <SEP> 16,42 <SEP> 0,10 <SEP> 2,46 <SEP>
A240
<tb> Type <SEP> XM31 <SEP> 0,09 <SEP> 0,63 <SEP> 15,6 <SEP> 0,030 <SEP> 0,003 <SEP> - <SEP> 17,11 <SEP> 0,09 <SEP> - <SEP> 0,427
<tb>
T A.B L E A U 2
Résultats des essais de traction
<tb> Acier <SEP> C <SEP> Si <SEP> Mn <SEP> P <SEP> S <SEP> Ni <SEP> Cr <SEP> Cu <SEP> Mo <SEP> N
<tb> Acier <SEP> A <SEP> 0,10 <SEP> 0,50 <SEP> 39,5 <SEP> 0,020 <SEP> 0,004 <SEP> - <SEP> 6,79 <SEP> 0,07 <SEP> - <SEP> 0,155
<tb> de
<tb> l'in- <SEP> B <SEP> 0,19 <SEP> 0,59 <SEP> 36,6 <SEP> 0,018 <SEP> 0,010 <SEP> - <SEP> 6,90 <SEP> 0,12 <SEP> - <SEP> 0,103
<tb> vention <SEP> C <SEP> 0,11 <SEP> 0,50 <SEP> 31,3 <SEP> 0,019 <SEP> 0,005 <SEP> - <SEP> 6,89 <SEP> 0,11 <SEP> - <SEP> 0,161
<tb> SUS <SEP> 304 <SEP> 0,036 <SEP> 0,54 <SEP> 1,19 <SEP> 0,020 <SEP> 0,009 <SEP> 10,02 <SEP> 18,42 <SEP> 0,08 <SEP> - <SEP>
SUS <SEP> 316 <SEP> 0,039 <SEP> 0,53 <SEP> 1,13 <SEP> 0,018 <SEP> 0,009 <SEP> 12,00 <SEP> 16,42 <SEP> 0,10 <SEP> 2,46 <SEP>
A240
<tb> Type <SEP> XM31 <SEP> 0,09 <SEP> 0,63 <SEP> 15,6 <SEP> 0,030 <SEP> 0,003 <SEP> - <SEP> 17,11 <SEP> 0,09 <SEP> - <SEP> 0,427
<tb>
T A.B L E A U 2
Résultats des essais de traction
<SEP> Pronriétés <SEP> de <SEP> traction
<tb> <SEP> Températune <SEP> (0.2%) <SEP> Résistance <SEP> Dininttion <SEP> Parméabilité <SEP> magné
Acier <SEP> de <SEP> l'essat <SEP> limite <SEP> à <SEP> la <SEP> Allongementie <SEP> surface <SEP> tique <SEP> près <SEP> de <SEP> la
<tb> <SEP> élastioue <SEP> traction <SEP> (%) <SEP> (%) <SEP> surface <SEP> de <SEP> rupture
<tb> <SEP> (N/m2x106) <SEP> (N/m2x106) <SEP> (à <SEP> 7/96 <SEP> A/m, <SEP> soit <SEP> 100m0e
<tb> Acier <SEP> A <SEP> tempérabure <SEP> 269,77 <SEP> 561,13 <SEP> 4 <SEP> 4, <SEP> 1 <SEP> 6 <SEP> 6, <SEP> 5 <SEP> 1,0 <SEP> 0 <SEP> 1
<tb> de <SEP> @@@paire
<tb> l'in- <SEP> - <SEP> 1 <SEP> 9 <SEP> 6 <SEP> C <SEP> 680,81 <SEP> 1 <SEP> 115,40 <SEP> 4 <SEP> 3, <SEP> 6 <SEP> 5 <SEP> 7, <SEP> 2 <SEP> 1,0 <SEP> 0 <SEP> 1
<tb> ven- <SEP> B <SEP> température <SEP> 290,37 <SEP> 598,41 <SEP> 5 <SEP> 5, <SEP> 4 <SEP> 7 <SEP> 7, <SEP> 4 <SEP> 1,0 <SEP> 0 <SEP> 1
<tb> tion <SEP> ordinaire
<tb> <SEP> - <SEP> 1 <SEP> 9 <SEP> 6 <SEP> C <SEP> 706,32 <SEP> 1 <SEP> 149,73 <SEP> 5 <SEP> 6, <SEP> 1 <SEP> 6 <SEP> 5, <SEP> 1 <SEP> 1,0 <SEP> 0 <SEP> 1
<tb> <SEP> - <SEP> 2 <SEP> 6 <SEP> 9 <SEP> C <SEP> 915,27 <SEP> 1 <SEP> 525,45 <SEP> 5 <SEP> 1, <SEP> 1 <SEP> 5 <SEP> 7, <SEP> 6 <SEP> 1,0 <SEP> 0 <SEP> 1
<tb> <SEP> C <SEP> température <SEP> 260,94 <SEP> 586,64 <SEP> 6 <SEP> 7, <SEP> 1 <SEP> 7 <SEP> 3, <SEP> 1 <SEP> 1,0 <SEP> 0 <SEP> 1
<tb> <SEP> orginaire
<tb> <SEP> - <SEP> 1 <SEP> 9 <SEP> 6 <SEP> C <SEP> 702,39 <SEP> 1 <SEP> 215,50 <SEP> 5 <SEP> 5, <SEP> 7 <SEP> 5 <SEP> 3, <SEP> 3 <SEP> 1,0 <SEP> 0 <SEP> 1
<tb> <SEP> - <SEP> 2 <SEP> 9 <SEP> 6 <SEP> C <SEP> 935,87 <SEP> 1 <SEP> 560, <SEP> 77 <SEP> 5 <SEP> 1, <SEP> 7 <SEP> 4 <SEP> 9, <SEP> 5 <SEP> 1,0 <SEP> 0 <SEP> 1
<tb> SUS <SEP> 304 <SEP> température <SEP> 203,06 <SEP> 560,15 <SEP> 6 <SEP> 5, <SEP> 2 <SEP> 7 <SEP> 2, <SEP> 4 <SEP> 1,2 <SEP> 8
<tb> <SEP> ordinaire
<tb> <SEP> - <SEP> 1 <SEP> 9 <SEP> 6 <SEP> C <SEP> 309,01 <SEP> 1 <SEP> 427,35 <SEP> 4 <SEP> 1, <SEP> 2 <SEP> 5 <SEP> 1, <SEP> 6 <SEP> 3,6 <SEP> 0
<tb> SIS <SEP> 316 <SEP> température <SEP> 224,65 <SEP> 5 <SEP> 670,18 <SEP> 6 <SEP> 0, <SEP> 1 <SEP> 7 <SEP> 0, <SEP> 4 <SEP> 1,0 <SEP> 1 <SEP> 5
<tb> <SEP> ordinaire
<tb> <SEP> - <SEP> 1 <SEP> 9 <SEP> 6 <SEP> C <SEP> 530,72 <SEP> 1 <SEP> 330,24 <SEP> 5 <SEP> 1, <SEP> 1 <SEP> 5 <SEP> 6, <SEP> 5 <SEP> 3,5 <SEP> 2
<tb> A <SEP> 240 <SEP> - <SEP> température <SEP> 475,78 <SEP> 825,02 <SEP> 5 <SEP> 2, <SEP> 0 <SEP> 6 <SEP> 9, <SEP> 4 <SEP> 1,0 <SEP> 0 <SEP> 1
<tb> Typo <SEP> XM31 <SEP> ordiparie
<tb> <SEP> - <SEP> 1 <SEP> 9 <SEP> 6 <SEP> C <SEP> 1 <SEP> 177,2 <SEP> 1 <SEP> 527,42 <SEP> 6, <SEP> 6 <SEP> 6, <SEP> 2 <SEP> 1,0 <SEP> 1 <SEP> 6
<tb>
TABLEAU 3
Résultat des essais sur éprouvette Charpy à entaille en V de 2 min.
<tb> <SEP> Températune <SEP> (0.2%) <SEP> Résistance <SEP> Dininttion <SEP> Parméabilité <SEP> magné
Acier <SEP> de <SEP> l'essat <SEP> limite <SEP> à <SEP> la <SEP> Allongementie <SEP> surface <SEP> tique <SEP> près <SEP> de <SEP> la
<tb> <SEP> élastioue <SEP> traction <SEP> (%) <SEP> (%) <SEP> surface <SEP> de <SEP> rupture
<tb> <SEP> (N/m2x106) <SEP> (N/m2x106) <SEP> (à <SEP> 7/96 <SEP> A/m, <SEP> soit <SEP> 100m0e
<tb> Acier <SEP> A <SEP> tempérabure <SEP> 269,77 <SEP> 561,13 <SEP> 4 <SEP> 4, <SEP> 1 <SEP> 6 <SEP> 6, <SEP> 5 <SEP> 1,0 <SEP> 0 <SEP> 1
<tb> de <SEP> @@@paire
<tb> l'in- <SEP> - <SEP> 1 <SEP> 9 <SEP> 6 <SEP> C <SEP> 680,81 <SEP> 1 <SEP> 115,40 <SEP> 4 <SEP> 3, <SEP> 6 <SEP> 5 <SEP> 7, <SEP> 2 <SEP> 1,0 <SEP> 0 <SEP> 1
<tb> ven- <SEP> B <SEP> température <SEP> 290,37 <SEP> 598,41 <SEP> 5 <SEP> 5, <SEP> 4 <SEP> 7 <SEP> 7, <SEP> 4 <SEP> 1,0 <SEP> 0 <SEP> 1
<tb> tion <SEP> ordinaire
<tb> <SEP> - <SEP> 1 <SEP> 9 <SEP> 6 <SEP> C <SEP> 706,32 <SEP> 1 <SEP> 149,73 <SEP> 5 <SEP> 6, <SEP> 1 <SEP> 6 <SEP> 5, <SEP> 1 <SEP> 1,0 <SEP> 0 <SEP> 1
<tb> <SEP> - <SEP> 2 <SEP> 6 <SEP> 9 <SEP> C <SEP> 915,27 <SEP> 1 <SEP> 525,45 <SEP> 5 <SEP> 1, <SEP> 1 <SEP> 5 <SEP> 7, <SEP> 6 <SEP> 1,0 <SEP> 0 <SEP> 1
<tb> <SEP> C <SEP> température <SEP> 260,94 <SEP> 586,64 <SEP> 6 <SEP> 7, <SEP> 1 <SEP> 7 <SEP> 3, <SEP> 1 <SEP> 1,0 <SEP> 0 <SEP> 1
<tb> <SEP> orginaire
<tb> <SEP> - <SEP> 1 <SEP> 9 <SEP> 6 <SEP> C <SEP> 702,39 <SEP> 1 <SEP> 215,50 <SEP> 5 <SEP> 5, <SEP> 7 <SEP> 5 <SEP> 3, <SEP> 3 <SEP> 1,0 <SEP> 0 <SEP> 1
<tb> <SEP> - <SEP> 2 <SEP> 9 <SEP> 6 <SEP> C <SEP> 935,87 <SEP> 1 <SEP> 560, <SEP> 77 <SEP> 5 <SEP> 1, <SEP> 7 <SEP> 4 <SEP> 9, <SEP> 5 <SEP> 1,0 <SEP> 0 <SEP> 1
<tb> SUS <SEP> 304 <SEP> température <SEP> 203,06 <SEP> 560,15 <SEP> 6 <SEP> 5, <SEP> 2 <SEP> 7 <SEP> 2, <SEP> 4 <SEP> 1,2 <SEP> 8
<tb> <SEP> ordinaire
<tb> <SEP> - <SEP> 1 <SEP> 9 <SEP> 6 <SEP> C <SEP> 309,01 <SEP> 1 <SEP> 427,35 <SEP> 4 <SEP> 1, <SEP> 2 <SEP> 5 <SEP> 1, <SEP> 6 <SEP> 3,6 <SEP> 0
<tb> SIS <SEP> 316 <SEP> température <SEP> 224,65 <SEP> 5 <SEP> 670,18 <SEP> 6 <SEP> 0, <SEP> 1 <SEP> 7 <SEP> 0, <SEP> 4 <SEP> 1,0 <SEP> 1 <SEP> 5
<tb> <SEP> ordinaire
<tb> <SEP> - <SEP> 1 <SEP> 9 <SEP> 6 <SEP> C <SEP> 530,72 <SEP> 1 <SEP> 330,24 <SEP> 5 <SEP> 1, <SEP> 1 <SEP> 5 <SEP> 6, <SEP> 5 <SEP> 3,5 <SEP> 2
<tb> A <SEP> 240 <SEP> - <SEP> température <SEP> 475,78 <SEP> 825,02 <SEP> 5 <SEP> 2, <SEP> 0 <SEP> 6 <SEP> 9, <SEP> 4 <SEP> 1,0 <SEP> 0 <SEP> 1
<tb> Typo <SEP> XM31 <SEP> ordiparie
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<tb>
TABLEAU 3
Résultat des essais sur éprouvette Charpy à entaille en V de 2 min.
<tb>
<SEP> Energle <SEP> absorbée <SEP> (joules) <SEP> (1)
<tb> Acier <SEP> Température <SEP> de <SEP> l'acier
<tb> <SEP> 0 C <SEP> - <SEP> 50 C <SEP> - <SEP> 100 C <SEP> - <SEP> 150 C <SEP> - <SEP> 196 C
<tb> <SEP> Acier <SEP> A <SEP> 170,69 <SEP> 174,62 <SEP> 158,92 <SEP> 144,21 <SEP> 120,66
<tb> de <SEP> (1,001) <SEP> (1,001) <SEP> (1,001) <SEP> (1,001) <SEP> (1,001)
<tb> l'in- <SEP> B <SEP> 211,90 <SEP> 192,27 <SEP> 199,14 <SEP> 165,79 <SEP> 141,26
<tb> ven- <SEP> (1,001) <SEP> (1,001) <SEP> (1,001) <SEP> (1,001) <SEP> (1,001)
<tb> tion
<tb> <SEP> C <SEP> 213,86 <SEP> 197,18 <SEP> 175,60 <SEP> 147,15 <SEP> 140,28
<tb> <SEP> (1,001) <SEP> (1,001) <SEP> (1,001) <SEP> (1,001) <SEP> (1,001)
<tb> <SEP> SUS <SEP> 304 <SEP> 164,81 <SEP> 157,94 <SEP> 151,07 <SEP> 158,92 <SEP> 140,28
<tb> <SEP> (1,11) <SEP> (1,46) <SEP> (1,82) <SEP> (1,94) <SEP> (2,00)
<tb> <SEP> SUS <SEP> 316 <SEP> 169,71 <SEP> 160,88 <SEP> 150,09 <SEP> 154,01 <SEP> 128,51
<tb> <SEP> (1,003) <SEP> (1,016 <SEP> (1,18) <SEP> (1,30) <SEP> (1,44)
<tb> <SEP> A240- <SEP> 139,30 <SEP> 105,95 <SEP> 67,69 <SEP> 39,24 <SEP> 18,64
<tb> <SEP> TypeXM31 <SEP> (1,001) <SEP> (1,001) <SEP> (1,001) <SEP> (1,001) <SEP> (1,001)
<tb>
.
<tb> Acier <SEP> Température <SEP> de <SEP> l'acier
<tb> <SEP> 0 C <SEP> - <SEP> 50 C <SEP> - <SEP> 100 C <SEP> - <SEP> 150 C <SEP> - <SEP> 196 C
<tb> <SEP> Acier <SEP> A <SEP> 170,69 <SEP> 174,62 <SEP> 158,92 <SEP> 144,21 <SEP> 120,66
<tb> de <SEP> (1,001) <SEP> (1,001) <SEP> (1,001) <SEP> (1,001) <SEP> (1,001)
<tb> l'in- <SEP> B <SEP> 211,90 <SEP> 192,27 <SEP> 199,14 <SEP> 165,79 <SEP> 141,26
<tb> ven- <SEP> (1,001) <SEP> (1,001) <SEP> (1,001) <SEP> (1,001) <SEP> (1,001)
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<tb> <SEP> (1,11) <SEP> (1,46) <SEP> (1,82) <SEP> (1,94) <SEP> (2,00)
<tb> <SEP> SUS <SEP> 316 <SEP> 169,71 <SEP> 160,88 <SEP> 150,09 <SEP> 154,01 <SEP> 128,51
<tb> <SEP> (1,003) <SEP> (1,016 <SEP> (1,18) <SEP> (1,30) <SEP> (1,44)
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<tb> <SEP> TypeXM31 <SEP> (1,001) <SEP> (1,001) <SEP> (1,001) <SEP> (1,001) <SEP> (1,001)
<tb>
.
Notes : (1) valeur moyenne pour 2 échantillons.
(2) Les valeurs entre parenthèses sont les
perméabilités magnétiques près de la
surface de rupture (à 7,a6 A/m, soit 100 moe).
perméabilités magnétiques près de la
surface de rupture (à 7,a6 A/m, soit 100 moe).
Comme précédemment indiqué, il est évident que l'acier de l'invention présente d'excellentes propriétés en ce qui concerne (1) la résistance mécanique, (2) la ténacité à basse température et (3) la stabilité de l'austénite par rapport à des aciers inoxydables austénitiques classiques et à un acier austénitique de type Mn-Cr-N. De plus, l'acier de l'invention est soudable, il n'est pas nécessaire de lui ajouter des éléments coûteux tels que le nickel, le molybdène, etc. et son usinabilité est remarquable.
On peut utiliser lacer de l'invention non seulement pour la fabrication de dispositifs destinés à etre utilisés à une température extremement basse et dans un champ magnétique intense mais également pour la fabrication de nombreux dispositifs destinés à être utilisés à des températures comprises entre la température ordinaire et une température extremement basse.
Comme on prévoit une diminution des ressources en nickel et en molybdène avec une élévation correspondante des prix, l'acier de l'invention dans lequel on utilise du manganèse peu coûteux et abondant présente un grand avantage.
Claims (2)
1. Acier non magnétique pour dispositifs destinés à être utilisés à des températures extrêmement basses et dans un champ magnétique intense, caractérisé en ce qu'il est constitué, en pourcentages pondéraux, de 0,08 à 0,45 % de carbone, de 1,0 % ou moins de silicium, de 27 à 45 % de manganèse, de 4 à 13 % de chrome, de 0,08 à 0,30 X d'azote, de 0,5 % ou moins de nickel, de 0,5 X ou moins de molybdène, le reste étant constitué de fer et d'impuretés inévitables, en ce que l'austénite est extremement stable à ds températures extremement basses pouvant descendre jusqu'à 40K et en ce qu'il présente d'excellentes propriétés de résistance mécanique, de ténacité et de ductilité à basse température.
2. Acier non magnétique pour dispositifs destinés à être utilisés à des températures extremement basses et dans un champ magnétique intense, selon la revendication 1, caractérisé en ce qu'il est constitué en pourcentages pondéraux de 0,08 à 0,25 % de carbone, de 0,2 à 0,8% de silicium, de 30,0-à 40,0 % de manganèse, de 5,0 à lo;0 % de chrome, de 0,08 à0,2O X d'azote, le reste étant constitué de fer et d'impuretés inévitables.
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP15910979A JPS5681656A (en) | 1979-12-10 | 1979-12-10 | Nonmagnetic steel for cryogenic temperature high magnetic field apparatus |
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|---|---|
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| FR8025324A Withdrawn FR2471420A1 (fr) | 1979-12-10 | 1980-11-28 | Acier non magnetique pour dispositifs destines a etre utilises a des temperatures extremement basses et dans un champ magnetique intense |
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| Country | Link |
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| JP (1) | JPS5681656A (fr) |
| DE (1) | DE3038193A1 (fr) |
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Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS5681656A (en) | 1981-07-03 |
| JPS5753428B2 (fr) | 1982-11-12 |
| DE3038193A1 (de) | 1981-06-11 |
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