aciers inoxydables : generalites et vitesses de
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ACIERS INOXYDABLES : GENERALITES ET VITESSES DEFISSURATION
STAINLESS STEELS : GENERAL CONSIDERATIONS ANDR.ATES OFCRACK GROWTH
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EDF
Electricitéde France
Direction des Etudes et Recherches
SERVICE ENSEMBLES D E PRODUCTIONDépartement Machines
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Mai 1992
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:-i ACIERS INOXYDABLES : GENERALITES ETVITESSES DE FISSURATION
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STAINLESS STEELS : GENERALCONSIDERATIONSANDRATES OF CRACKGROWTH
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Pages: 53 - - 93NB00093
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Diffusion : J.-M. LecœuvreEDF-DERService IFN. Département SID1, avenue du Général-de-Gaulle92141 daman Cedex
© Copyright EDF1993
ISSN 1161-0611 Jf
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X SYNTHÈSE: i
i L 'ac ier inoxydable devient de plus en plus un produit de grande consommation. '.I Parallèlement, il s ' impose comme un matériau de base pour la fabrication des '. < :«ft équipements industriels qui doivent résister à des sollicitations mécaniques, chimiques . !
et thermiques de plus en plus sévères. f ,•• •
C e rapport présente une description des différents aciers inoxydables [1] et les '<(jlois de fissuration de quelques aciers inoxydables couramment utilisés pour lafabrication des structures équipant nos centrales nucléaires. Ces lois sont issues de ;,diverses publications et ne sont pas expliquées en détail dans ce rapport. L e lecteurpourra se référer à la bibliographie pour se procurer les documents d'origine. : '.
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et barrières thermiques des pompes primaires 900MW pour lesquelles il est vindispensable de connaître les caractéristiques mécaniques de l'acier utilisé ainsi queles lois de propagation de fissures dans les milieux PWR.
Après un rappel historique de l'évolution des aciers inoxydables, nous 'présenterons les grandes familles d'aciers inoxydables. Enfin, on présentera des lois devitesse de fissuration de différents aciers inoxydables, principalement austénitiques. ;
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EXECUTIVE SUMMARY :
Stainless steel is becoming more and more a routine consumer item. At die •'same time, it is widely accepted as a basic material for the manufacture of industrial 'equipment required to withstand increasingly severe mechanical, chemical and thermal .loads. !?' ;
This report describes different stainless steels [1] and presents the laws ' 'governing the rates of crack growth for several stainless steels extensively used for themanufacture of structures in nuclear power plants. The laws themselves are notdiscussed in detail in this report, but the reader may consult the bibliography to procurecopies of the publications concerned.
This report is in fact the first stage in an investigation into cracking in the900 MWe primary pump thermal barriers and shafts, where it is essential to know themechanical characteristics of the steel used and the laws governing crack growth inPWR operating environments.
After a brief review of the development of stainless steels, the main categoriesof stainless steel are presented. Finally, the rates of crack growth are presented forvarious stainless steels, mainly austenitic.
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SOMMAIRE
•\ Chapitre 1: Introduction
j 1.1 Introduction\ 1.2 Un peu d'histoireJ 1.3 Classification des aciers inoxydables ; !
\ Chapitre 2: Les grandes familles d'aciers inoxydables k .. ',
p 2.1 Introduction <& 2.2 Les aciers inoxydables martensitiques
2.3 Les aciers inoxydables ferritiques; 2.4 Les aciers inoxydables austénitiques -• 2.5 Les aciers inoxydables austéno-ferritiques ; .
2.6 Composition chimique des aciers inoxydables r \ ,
Chapitre 3: Caractéristiques mécaniques des aciers inoxydables >:'_
Chapitre 4: Résistance à la corrosion des aciers inoxydables
4.1 Introduction4.2 La corrosion uniforme ;4.3 Corrosion par piqûres et corrosion caverneuse4.4 Corrosion sous contrainte et fatigue corrosion s
; 4.4.1 Corrosion sous contrainte4.4.2 Fatigue corrosion
Chapitre 5: Vitesse de fissuration des aciers inoxydables ; ̂ .
I 5.1 Introduction ^:) 5.2 Influence de température • • • > '
5.3 Influence de Ia fréquence f |5.4 Influence du milieu j&£5.5 Seuil de non propagation de l'acier Z4CBND18-12 ~ '5.6 Influence du rapport R sur Ie seuil de non fissuration5.7 Synthèse , ;5.8 Conclusions
Bibliographie
Annexe 1: Composition chimiques des principaux aciers inoxydables
Annexe 2: RCC-M: matériau Z6CNNb18-11 des arbres de pompeprimaire
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Chapitre 1: Introduction
1.1 Introduction.
L'acier inoxydable, largement utilisé pour l'équipement des particuliers et des ,collectivités, dans le bâtiment et Ia décoration, l'industrie des transports et les |industries alimentaires, devient de plus en plus un produit de grande ,'„ :consommation. Parallèlement, il s'impose comme un matériau de base pour la / f - \ 'fabrication des équipements industriels qui doivent résister à des sollicitations .y~_mécaniques, chimiques et thermiques de plus en plus sévères.
Ce rapport présente une description des différents aciers inoxydables [1] et leslois de fissuration de quelques aciers inoxydables couramment utilisés pour la
'.. fabrication des structures équipant nos centrales nucléaires. Ces lois sont issues dediverses publications et ne sont pas expliquées en détail dans ce rapport. Le lecteurpourra se référer à la bibliographie pour se procurer les documents d'origine. \
En fait, ce rapport est une première étape de l'étude de la fissuration desarbres et barrières thermiques des pompes primaires 900MW pour lesquelles il estindispensable de connaître les caractéristiques mécaniques de l'acier utilisé ainsique les lois de propagation de fissures dans les milieux PWR.
Après un rappel historique de l'évolution des aciers inoxydables, nous :présenterons les grandes familles d'aciers inoxydables. Enfin, on présentera deslois de vitesse de fissuration de différents aciers inoxydables, principalementausténitiques.
1.2 Un peu d'histoire. "*.* . •-P Les premières observations sur les propriétés chimiques conférées au fer par 3
l'introduction du chrome (métal découvert en 1797 par Vauquelin et isolé en 1854 ;%par Bunsen) furent faites par Berthier en 1821, lequel constata que si l'on procédait jp
i* i à la réduction d'un mélange d'oxydes de fer et de chrome, on obtenait un métal -1^if résistant d'autant mieux aux acides que la teneur en chrome était plus élevée.
Par la suite, l'évolution des aciers inoxydables fut ralentie du fait de deux U-!points: ' <;>
- les all iages préparés étaient en général t rès r iches en carbone. Leur teneur!< en chrome était le plus souvent, soit trop basse (résistance à la corrosioni insuffisante), soit trop élevée (manque de déformabilité); (é - le critère d'évaluation était en général Ia résistance à l'acide sulfurique ou à""-* l'eau et on sait aujourd'hui que les caractères de résistance à la corrosion des
aciers en fonction de leur composition peuvent considérablement varier d'un milieuà l'autre. '-./;'"
En fait, les premiers résultats significatifs datent du début du siècle. En §.particulier, l'allemand Goldschmidt réalisa la préparation du ferrochrome et dechrome métal à très bas carbone par aluminothermie, technique encore utiliséeaujourd'hui.
Partant du chrome à bas carbone de Goldschmidt, les métallurgistes français L.Guiliet puis A. Portevin et aussi l'allemand Giesen publièrent entre 1904 et 1909 lesrésultats de leurs travaux sur les aciers au chrome dont les compositions sont trèsvoisines de celles utilisées aujourd'hui aussi bien pour les classes à 13% Cr f(
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martensiîiques que pour celles à 17% Cr ferritique. En 1909, Guillet publia uneétude sur ies aciers au chrome-nickel austénitiques, complétant ainsi les troisprincipaux critères de classification des aciers inoxydables à partir de leur structure.à savoir les structures martensitique, ferritique et austénitique.
1.3 Classification des aciers inoxydables.
La découverte du rôle d'addition de chrome sur la résistance à la corrosion desaciers inoxydables conduit naturellement à lés classer suivant leur compositionchimique. Par la suite, au fur et à mesure de l'extension de la connaissance despropriétés de ces aciers, d'autres pilotes de classification furent envisagés.
Toutefois, les désignations d'acier inoxydable au chrome, au chrome-nickelou chrome-nickel-molybdène subsistent toujours.
Il est intéressant de noter que dans l'histoire du développement de lacomposition chimique des aciers inoxydables, le rôle du carbone n'est mis enévidence qu'après celui des principaux éléments d'addition au fer, ceci étant dû aufait que dans l'élaboration de l'acier, il est plus facile d'ajouter que de soustraire.
Ainsi donc, le carbone n'a été introduit comme élément de classification quetardivement et les désignations classiques ont pu être complétées par "à bascarbone" ou "à très bas carbone". La notion de "stabilisation" par des éléments àteneur couplée à la teneur en carbone en a dérivé.
Mais une classification basée uniquement sur la connaissance de lacomposition chimique pose deux problèmes:
- l'augmentation considérable du nombre d'éléments d'addition et du nombred'impuretés spécifiées complique la classification;
- l'élévation de la teneur des éléments d'addition conduit naturellement à unediminution de la teneur en fer, d'où la question: jusqu'où vont les aciers inoxydableset où commencent les alliages inoxydables ? La limite n'est pas bien définie maison peut dire que la teneur en fer des aciers inoxydables reste supérieure à celle dechacun des autres éléments d'addition, même si elle est inférieure à 50%: ce sontles alliages à base de fer. En deçà, et si par exemple le nickel ou Ie cobalt rentrentdans la proportion la plus élevée, il s'agit d'alliages base nickel ou base cobalt: cesont des super-alliages.
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iChapitre 2: Les grandes familles d'aciers inoxydables
'\\ 2.1 Introduction.
' Les aciers inoxydables présentent une grande variété de structure et donc depropriétés physiques, mécaniques et surtout chimiques. Une des principales raisons '.est que le fer, élément principal, possède trois variétés de structure cristalline entre ,OK et la température de fusion: ?
- de OK à 910 CC le fer a de structure cubique centrés (ce);- de 910 0C à 1400 0C le fer Y de structure cubique faces centrées (c.f.c.)- de 1400 0C à 1538 0C le fer 5 de structure cubique centrée
Les additions majoritaires, le nickel et surtout le chrome (%>13%), leséléments à moindre teneur comme le carbone et l'azote, jouent un rôle très différentsur la structure cristallographique des alliages et donc sur la forme de leursdiagrammes de constitution. Ceux-ci permettent de fixer les conditions detraitements thermiques.
Les aciers inoxydables peuvent subir des modifications de structureessentiellement sous l'action:
- d'un traitement thermique (imposé lors de la fabrication ou subi en service);- d'une déformation plastique à froid;- d'un traitement thermomécanique à haute température (imposé par exemple
lors du laminage à chaud).
C'est donc la désignation de la structure (associée à celle de la compositionchimique) qui permet de définir le plus complètement les grandes familles d'aciersinoxydables. Les quatre principales familles sont:
- aciers martensitiques:- aciers ferritiques;- aciers austénitiques;- aciers austéno-îerritiques.
Par exemple, pour obtenir une structure austénitique avec un alliage à 18%de chrome, il faut ajouter au moins 8% de nickel alors qu'il suffit d'ajouter 0,1 à 0,2%de carbone à un alliage à 17% de chrome pour obtenir la même structure. Demême, un alliage à 18% de chrome reste entièrement ferritique à toute températurepour une teneur de nickel inférieure à 4%.
2.2 Les aciers inoxydables martensïtiques.
Les aciers inoxydables martensitiques sont connus depuis plus de 50 ans. Ilssont en constante évolution, tant sur le plan analytique que sur le plan de la mise enforme. Ils comprennent en général de 12 à 18% de Cr et des teneurs en carbonepouvant atteindre 1%. De nombreux éléments d'alliages (Ni, Mo, Si, Ti, Nb...)permettent un large éventail de propriétés et conduisent à des applications aussivariées que la construction mécanique, l'outillage, la coutellerie...
Les aciers inoxydables martensitiques allient une bonne résistance à lacorrosion (due au chrome) et des caractéristiques mécaniques élevées. Cecis'explique par la structure martensitique obtenue par refroidissement rapide de
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l'austénite.
1 2.3 Les aciers inoxydables ferritiques. *'x'i
On distingue deux catégories d'aciers inoxydables ferritiques:
- à 17%de Cr % , i- à haute teneur en chrome et molybdène. '; ; «
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1. à 17% de chrome. ''{F
L'addition de chrome dans un alliage de fer est la condition de base pourrendre un acier inoxydable. De ce fait, les ferritiques sont certainement les aciersinoxydables les plus simples et économiquement les plus sobres. ,.
Mis à part le fer et le chrome, ils contiennent d'autres éléments considérés à \l'époque comme des impuretés. Certains d'entre eux, comme Ie carbone, ont \cependant une influence considérable sur les propriétés mécaniques de l'acier etleur teneur est donc soigneusement ajustée. Les progrès effectués dansl'élaboration et la transformation des aciers ont progressivement permis de régler ;chacun des éléments d'alliages (Si, Mn, Mo, etc.). On est ainsi parvenu au point oùles aciers ferritiques peuvent rivaliser dans certains cas avec des aciers \austénitiques.
2. à haute teneur en chrome et en molybdène (aciers suoerferritiques).
Ces aciers ont été mis au point afin de se prémunir de la corrosion dans les imilieux chlorurés (eau de mer). La résistance à Ia corrosion et aux piqûres des \faciers inoxydables est fortement améliorée par l'augmentation des teneurs en Cr et , •>en Mo. La particularité des aciers ferritiques à haute teneur en Cr (> 25%) et en Mo ^g,(> 3%) est qu'il n'est pas nécessaire de contrebalancer ces éléments alphagènes ; *par une addition supplémentaire de nickel, élément gammagène coûteux, £ findispensable au maintien de la structure austénitique. |"4*
Par exemple, dans une solution à 300 g/l de chlorure de sodium et à unetempérature de 70 CC, on s'aperçoit que la résistance à la corrosion par piqûre des {. ;aciers inoxydables superferritiques dont les teneurs en Cr et Mo sont 1^"respectivement de 29 et 4% est nettement supérieure à celle des aciers inoxydables -austénitiques fortement alliés du type 27%Cr-32%Ni-3,5%Mo.
Le principal obstacle au développement des aciers superferritiques est leur !manque de ténacité- Celle-ci est une fonction complexe de la composition chimique,de l'histoire thermique, de la taille du grain et de l'épaisseur du matériau. Laténacité peut être exprimée en terme de température de transition de l'acier,température en dessous de laquelle une rupture fragile sans déformation se j ' " ^substitue à une rupture ductile avec déformation. L'addition de nickel abaisse la - 4température de transition de certains aciers superferritiques. »
La principale utilisation de ces aciers est pour les milieux chlorurés (eau de wrner) et en particulier pour les tubes de condenseurs refroidis par l'eau de mer. En 5France, des feuillards (épaisseur de 0,5 mm environ) d'acier superferritiques à29%Cr-4%Mo-0,5%Tï (S44735) ont été transformés en tubes soudés pour équipercertains condenseurs de centrales électriques. En effet, le procédé de soudage ({
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autogène TlG n'altère aucunement la résistance à la corrosion en milieu chloruré.Le haut module d'élasticité est à l'origine de l'excellente résistance des tubes auxruptures causées par les vibrations et autorise d'autre part la réduction de leur ,épaisseur. D'autres applications sont les échangeurs tubulaires des installations <"•*••'|géothermales et de dessalement ou l'industrie ch imique. *
2.4 Les aciers inoxydables austénitiques. , ;* *
Les aciers inoxydables dits austénitiques, parce qu'ils conservent à ' - -température ambiante la structure gamma, sont couramment appelés 18-8 ou 18-10 '••'_•selon les pourcentages en chrome et en nickel des nuances les plus utilisées. Leurrelative facilité de fabrication et de mise en oeuvre, leur aptitude à la déformation et .;une grande résistance à la corrosion expliquent leur emploi dans des domaines trèsvariés. La grande stabilité structurale des aciers inoxydables austénitiques dans un :..'•large domaine de température permet de les utiliser à la fois à basse température ipour !e stockage de gaz liquides et à haute température dans les échangeurs de }chaleur.
On peut proposer la classification suivante des aciers austénitiques:I
- les nuances de base du type 18-10 contenant de 0,02 à 0,5% de carbone,plus au moins sujettes à la sensibilisation à la corrosion intergranulaire selon leur iteneur en carbone; '
- les nuances dites stabilisées vis à vis de la corrosion intergranulaire par des 'additions de titane ou niobium;
- les nuances à basse teneur en nickel pour favoriser Ie durcissement parécrouissage; I
- les nuances à haute teneur en nickel pour accroître l'aptitude à <|l'emboutissage et pour les applications cryogéniques; •>
- les nuances à résistance mécanique accrue par ajout d'azote; %- les nuances où Ie manganèse est substitué en partie au nickel; f- les nuances à résistance à la corrosion générale améliorée par addition de | |
molybdène et parfois de cuivre; Jr;- les nuances plus résistantes à l'oxydation à chaud grâce à une addition de •.-'
silicium;- les nuances à usinage amélioré par addition de souffre, de sélénium, de ;
cuivre...: w*- les nuances pour électrodes de soudage.
La famille des aciers inoxydables austénitiques comprend un certain nombrede nuances dont les différences de propriétés chimiques sont destinées à résoudre |des problèmes particuliers. Le facteur déterminant le choix de ce type d'acier est larésistance à la corrosion. Parfois le critère principal de sélection est purementmécanique (absence de fragilité à basse température, résistance au fluage...).
On note que les industries chimiques, parachimiques et pétrochimiquesconstituent les domaines d'emploi préférentiels des aciers austénitiques. D'unemanière générale, la résistance aux milieux acides augmente avec les teneurs enCr. Ni et Mo.
L'équipement ménager des particuliers et des collectivités est aussi unsecteur gourmand de ces aciers et en particulier les nuances 18Cr-IONi quirésistent mieux à la corrosion que les ferritiques à 17%Cr. Ils sont généralementutilisés pour les ustensiles de cuisson. Hygiéniques, robustes et inaltérables, ils sontd'emploi systématique dans l'hôtellerie, les hôpitaux et les cabinets médicaux. En f,
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;ait, leur excellente aptitude à l'emboutissage permet ce type d'utilisation. Notonsque les éviers en acier 18CMONi sont généralement monobloc, c'est à dire réaliséssans soudage, par emboutissage d'un flan unique.
Indépendamment de leur résistance à l'oxydation, les aciers inoxydablesausténitiques possèdent des qualités de résistance mécanique à chaud. Ils sontutilisés dans les surchauffeurs, les échangeurs et récupérateurs de chaleur, leschaudières, les fours de pétrochimie, les turbines à vapeur et à gaz, ieséquipements de centrales nucléaires...
Enfin, on peut dire que les aciers inoxydables austénitiques chrome-nickelont une ductilité et une résistance à la corrosion maximum obtenues parrefroidissement rapide à partir d'une température de 1000°. Ces aciers offrent unetrès bonne résistance au fluage jusqu'à 700° qui peut être encore améliorée paraddition de N, Mo, Nb, Ti, W, V, B. A froid (de l'ordre de -150°), Ia ténacité n'estguère modifiée comme le montre la figure 1 et la résistance mécanique augmente.Ils se prêtent remarquablement bien à l'emboutissage et au laminage à froid.L'écrouissage par laminage à froid permet d'atteindre des caractéristiquesmécaniques très élevées. La résistance à la corrosion atmosphérique, à l'eau et à lavapeur est meilleure que celle des aciers chrome martensitiques et ferritiquesclassiques.
,.-t.-
Energie de rupture (J)
300
200 -
100-
•fit
-150 température (0C)
Figure i : Variation en fonction de la température de la résistance aux chocs des aciers inoxydablesausténitïques. ferritiques et austéno-ferritïque. a) austénitique. b) austéno-ferritique. c) ferritique.
Si
& • •
2.5 Les aciers inoxydables austéno-ferritiques.
Les alliages bi-phasés (50 alpha et 50 gamma), dits austéno-ferritiques, ontune qualité essentielle: leur résistance à la corrosion intergranulaire.
Leur emploi, à l'origine essentiellement comme pièces moulées, s'estprogressivement étendu aux tôles épaisses laminées à chaud, aux produits longs,aux tubes et depuis peu aux tôles minces. Leurs propriétés mécaniques élevéespermettent un allégement des structures et par leur tenue à la corrosion, ils
10
* présentent un rapport qualité/coût très attrayant pour de nombreux marchésspécifiques reconnus pour l'agressivité des milieux réactionnels (chimie,
'\ pétrochimie, eau de mer, dépollution...). La variété des domaines d'application a•. également conduit à une optimisation de la composition, chimique en fonction des -r— ^v
propriétés requises. Ceci a conduit à la création de toute une famille d'aciers -v austéno-ferritiques.
Les aciers austéno-ferritiques sont caractérisés par une iimite d'élasticitéélevée combinée à une bonne ductilité. Grâce à leur teneur élevée en chrome at en f - ,molybdène, ils présentent une excellente tenue à la corrosion localisée, la corrosion < - ~ 0intergranulaire et la corrosion sous contrainte. -:•/<•
2.6 Composition chimique des aciers inoxydables.
L'annexe 1 donne la composition chimique des aciers inoxydables les pluscouramment utilisés.
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V
Chapitre 3-.Caractéristiques mécaniques des aciersinoxydables
Dans ce chapitre, on indiquera les ordres de grandeur des caractéristiquesmécaniques des principaux acisrs inoxydables.
Les principales propriétés physiques considérées sont les suivantes:
- densité.
Le tableau I donne les densités d'un certain nombre d'alliage à latempérature ambiante. Le tableau il montre l'évolution de la densité de trois aciersinoxydables avec la température.
- coefficient de dilatation.
Le tableau III donne les coefficients moyens de dilatation linéaire d'unensemble de nuances à haute température et le tableau IV à basse température.
- module d'élasticité.
Le tableau V donne pour un ensemble de nuances les valeurs du moduled'Young ou module d'élasticité longitudinal et du module de Coulomb ou moduled'élasticité transversal ou de torsion. Le tableau Vl donne l'évolution du moduled'Young de quelques aciers en fonction de la température.
Les valeurs des autres paramètres élastiques leur sont reliées par lesformules suivantes:
- coefficient de Poisson:
V - E - 2 G2G
où E est le module d'Young et G Ie module de Coulomb.
- module de compressibilité:
'•'4
'»•1
B=3(3G - E)
- Résistivîté électrique, conductibilité thermique et chaleur spécifique.
Le tableau VII donne la résistivité électrique, la conductibilité thermique et lachaieur spécifique de quelques aciers inoxydables.
Les tableaux VIII, IX et X donnent les caractéristiques mécaniques àtempérature ambiante respectivement des aciers martensitiques, ferritiques etausténitiques. Le tableau XI donne l'évolution des caractéristiques mécaniques dequatre aciers inoxydables austénitiques en fonction de la température.
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12
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wiwConclusions.
En ce qui concerne les propriétés mécaniques, les aciers inoxydablesmartensitiques et ferritiques se distinguent peu des aciers peu alliés. Les aciers rausténitiques s'en distinguent par un coefficient de dilatation plus élevé et uneconductibilité thermique plus faible dans le cas où la structure est entièrementausténitique. '. , i
Les caractéristiques mécaniques des diverses familles sont relativement »• !, '(différentes. i,~ :
Les aciers martensitiques ont des résistances élevées et peuvent à ce titre • .•(".•remplacer les aciers peu alliés à haute résistance tout en apportant leur résistance à -"la corrosion. Leur évolution entraîne une amélioration du compromis entre leurrésistance et leur ténacité. ' •
Les aciers ferritiques ont des caractéristiques mécaniques peu élevées et : .une faible ténacité. ' (
Les aciers austénitiques ont des limites d'élasticité particulièrement basses et V,plusieurs voies sont suivies pour les améliorer: utilisation de traitements *thermomécaniques appropriés, durcissement par l'azote, durcissement structural etdéveloppement des nuances austéno-ferritiques. Ces dernières, outre leurrésistance à la corrosion élevée, permettent d'obtenir des limites d'élasticité doublesde celles des aciers austénitiques usuels.
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Nuances
UNS
S 201 00
S 202 00
S 301 00
S 302 00
S 303 00
S 304 00
S 304 00
S 305 00
S 308 00
S 310 00
S 316 00
S 321 00
S 347 00
S 403 00
S 410 00
S 430 20
S 446 00
-
N 089 04
N 080 28
N 088 00
N 088 25
N 066 25
N 066 25
AFNOR
Z 12CMN 17.07
Z 10CMN 18.09
Z 12CN 17.07
Z 10CN 18.09
Z 10CNF 18.09
Z 6CN 18.09
Z 2CN 18.10
Z 8CN 18.12
Z 6CN 20.10
Z 12CN 25.20
Z 6CND 17.11
Z 6CNT 18.10
Z 6CNNb 18.10
Z6C13
Z12C13
Z 10CF 17
Z15C26
Z ICNDU 18.16
Z 1CNDU 2550
Z ICNDU 31.27
Z 5NC 35.20
NC 21 Fe DU
NCI5 Fe
NC22 DNb
NC17 D
KC2ON16FeD
AISl
201
202
301
302
303
304
304L
305
308
310
316
321
347
403
410
430F
446
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Marques commerciales
Uginox 16-4 M
Uginox 17-7 B
Uginox 18-8 C
Uginox 18-9 E
Uginox 18-9 L
SMH 305
SMA 308
Uginox R 25-20
Uginox 17-10 M
Uginox 18-10 T
Uginox 18-10 Nb
Uginox F 13
NSCD
Nicrimphy 904 LUranus B6
Sanicro 28Nicrimphy 928
Nicrimphy 800lncoloy 800
incoloy 825Nicrimphy 825
Nicrimphy 600lnconel 600
Superimphy 625lnconel 625
Hastelloy C276Nicrimphy 276
Phynox
Densité
7.7
7.7
7.7
7.9
7.9
7.9
7.9
7.9
7.9
7.9
7.9
7.9
7.8
7.8
7.8
7.7
7.5
-
8.1
8.0
8.0
8.1
8.4
8.43
8.9
8.3
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*Tableau I - Densité des principaux aciers inoxydables et des alliages apparentés
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Températures =C
Nuances
UNS
S 30100
S 31600
S 34700
AFNOR
Z 12CN 17.07
2 BCND 17.11
Z 6CNNb 18.10
AlSI
301
316
347
-ISS
8.0
8.0
8.0
-100
7,9
8,0
7,9
0
7.9
7,9
7.9
100
7,8
7.9
7.8
200
7.8
7,8
7.8
400
7,7
7,7
7,7
600
7,6
7,6
7.6
800
7,5
7,6
7.5
1000
7,4
7,5
7.4
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Tableau II - Evolution de la densité de 3 aciers inoxydables en fonction de la température
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Nuances
UNS
S 30400
S 30403
S 31600
S 3". 603
S 31400
S 44600
S 40300
S 43000
S 31803
N 08904
N08028
N0880C
NC8825
N06600
-
M 05525
AFNOR
Z 6CNT 18.09
Z 2CN 18.10
Z 6CND 17.11
Z 2CN 17.12
Z i 2CNS 25.20
Z15C26
Z6C13
Z8C17
Z 2CND 22.05
Z INCDU2520
Z I N C D U 31.27
Z I C N D U 18.16
Z 5NC 35.20
NC 21 Fe DU
NC15 Fe
NC 30 Fe
NC 22DNb
KC2CNl6reD
AISI
304
304L
316
316L
314
446
403
430
-
-
-
-
-
-
-
-
-
-
Marquecommerciale
Uginox 18-9 E
Uginox 18-9 L
Uginox17.10M
Uginox 18-11 ML
Nicrirnphy314NS30
Nicrimphy446
-
F17
SAF 2205Nicrimphy2205
Nicrimphy 904LUranus B6
Sanicro 28Nicrimphy 92.8
NSCD
Nicrimphy 800Incoloy 800
Nicrimphy 825Incoloy 825
Nicrimphy 600Inconel 600
Nicrimphy 690Inconel 690
Superimphy 625Inconel 625
Phynox
Coef. moyen de dilatation (10"6Z=C)
20-
200cC
17
16,5
15
10.3
11.0
10,5
13
15,5
15,5
1S.0
14,5
14,9
13
14.3
13.1
12.6
20-
400=C
18
17,5
16
11
11.7
11,2
14
13
16.6
-
15,5
15.9
14.4
14,8
13,6
-
20-
60O=C
19
18,5
17
11.7
-
-
15
16.9
17.3
-
17
-
15.5
15.7
14.3
.
20-
80O=C
19,5
19,0
18
12.4
-
-
-
18
17,8
•
18
-
16,6
16.6
15.3
20-
1000CC
20,0
19,5
19
13,1
-
-
-
18,5
-
-
19
-
16,8
17.4
16,1 rIII - Coefficients moyens de dilatation linéaire de quelques aciers et alliages inoxydables -
Variations en fonction de la temDérature
15
î;
. ;
;
Nuances
UNS
S 30100
S 30400
S 31600
S 34700
S 31000
AFNOR
Z 12CN 17.08
Z 6CN 18.09
Z 6CND 17.11
Z 6CNNb 18.11
Z 12CN 25.20
AISl
301
304
316
347
310
Température :C
-184 à 2I=C
13.7
13,3
12.8
13.5
12,6
-129 à 21 =C
14,1
13,9
13.3
14,6
13,5
• 73à21=C
14.8
14,8
14.1
15,3
14,1
-18à21=C
15,7
15,7
14.8
15.7
14.4
Tableau IV - Coefficient de dilatation moyen en 10"6.°C"1 de quelques aciers inoxydables aux bassestempératures [3]
Nuances
UNS
S 302 00
S 304 00
S 310 00
S 316 00
S 403 00
S 410 00
S 420 00
S 430 00
-
S 318 03
N 089 04
-
NODSOO
N 066 25
-
AFNOR
Z 10CN 18.09
Z 6CN 18.09
Z 12CN 25.20
Z 6CND 17.11
Z6C13
Z12C13
Z 2OC13
Z SC17
Z5CNDU21.08
Z 2CND 22.05
ZINCDU 25.20
ZICNDU 18.16
NC15 Fe
NC 22DNb
KC20N16FeD
AISI
302
304
310
316
403
410
420
430
-
-
-
-
-
-
-
Marquecommerciale
Uginox 18-8 C
Uginox 18-9 L
Uginox R 25-20
Uginox 17-10 M
•
Uginox F13
Uginox MA 2
F17
Uranus 50Nicrimphy 21.07
SAF 22.05Nicrimphy 22.05
Uranus B6Nicrimphy 904 L
NCSD
Nicrimphy 600Inconel 600
Superimphy 625Inconel 625
Phynox
Module deYoung E
(KN/mm2)
193
193
193
196
206
206
206
206
200
200
196
193
207
205
221
Module deCoulomb G(KN/mm2)
79
79
73
78
83,5
83
81.5
81,5
90
75
75
75.8
81
81
Jf
*»-•,,!
Tableau V - Modules d'élasticité de quelques aciers et alliages inoxydables
16
I 1
i
â
Nuances
UNS
S 302 00
S 304 00
S 310 00
S 315 00
S 321 00
S 347 CO
S 410 00
S 430 00
N 089 04
N 088 00
N 083 25
N 056 25
Températures =C
AFNOH
Z 10CN 18.09
Z 6CN 18.09
Z 12CN 25.20
Z 6CND 17.11
Z 6CNT 18.10
Z 6CNNb 18.10
Z12C13
Z8C17
Z1NCDU 25.20
Z 5NC 35.20
NC 21 FeDU
NC 22DNb
AISI
302
304
301
315
312
347
410
430
-
-
-
-
-196
200
208
-
-
-
208
-
-
-
-
-
-
20
193
193
193
193
193
193
206
206
196
196
195
208
100
191
191
192
192
192
184
200
198
191
192
191
204
200
183,5
183
184
185
182
168
191
191
181
184
185
198
400
168,5
168
173
168.5
166
152
175
165
168
172
172
187
600
153.5
148
155
151
151
152
158
139
152
158
160
174
800
139
128
134
132
132
134
140
122
-
-
142
157
1000
•
-
•
-
-
-
-
-
-
I abieau Vl - Evolution des modules d'élasticité de quelques aciers et alliages inoxydables en fonctionde la température. Mesures en statique (E en KN/mm2) \ . '
fl"
17
, .
ft
Nuances
UNS
S20100S 20200
S30100S30200S30300S30400S30500S30803
S31000S31400
S31600S31635S31635S31640
S32100
S 34700
S40300
S41000
S42000
S43000
-
S31803
N08904
-
N 06600
N 06625
AFNOR
Z I 2CMN 17.07Z i OCMN 18.09
Z 12CN 17.07Z 10CN 18.09Z10CNF 18.09Z 6CN 18.09Z 8CN 18.12Z 2CN 20.10
Z 12CN 25.20Z i 2CNS 25.20
Z 6CND 17.11Z2CND 17.12
Z6CNDT17.12Z 6CNDNb 17.12
Z 6CNT 18.10
Z 6CNNb 18.10
Z6C13
Z12C13
Z20C13
Z8C17
Z5CNDU21.07
Z 2CND 22.05
ZINCDU2520
ZiCNDU 18.16
NC15 Fe
NC 22DNb
AlSI
201202
301302303304305
310314
316316Ti316Ti316Cb
321
347
403
410
420
430
-
-
-
-
-
-
Marquescommerciales
Uginox 16-4 Mn
Uginox 17-7 BUginox 18-8 C
Uginox 18-9 ESMH 305
NS30Nicrimphy 314
Uginox 17-10 M
Uginox 17-11 MTICL164 Nb
Uginox 18-1OT
Uginox 18-10 Nb
Uginox F13
Uginox MA 2
F17
Uranus 50Nicrimphy2107
SAF 2250Nicrimphy 2205
Uranus B6Nicrimphy 904L
NSCD
Nicrimphy 600lnconel 600
Superimphy 625lnconel 625
Rèsistivitèélectrique(ufl.Cm)
69
V2
90
74
72
72
60
60
55
60
70
77
80
80
102
129
Conductibilitéthermique(W.nrr1 K'1)
14,6
146
14,6
14,6
14,6
14,6
25,1
25.1
25,1
20,9
16.7
16,7
14.0
14,6
14,7
9.8
Chaleurspécifique(J.KS-1 K-1)
500
500
502
500
500
500
460
460
460
460
500
460
460
500
460
410
i
m
Tableau VH - Résistivité. conductivité thermique et chaleur spécifique de quelques aciers et alliagesinoxydables à température ambiante
18
V
Nuances
Z12C13
Z12CNDV12
ZSCND 17.04
Z 5CNU 17.04
Z5CNDA13.08
Caractéristiques mécaniques
R0.002(MPA) mini
440
890
700
900
1170
870
1410
1100
Rm (WlPA)
640-830
1080-1310
900-1050
1100-1250
1310-1370
1000-1200
1550
1200-1350
A%mini
16
8
16
14
10
10
10
10
ResiliencedaJ/cmz
Kcu>8
Kcu>6
Key > 10
Kcu>8
Kcv6
Kcv>6
Kcv 2.5
Kcv>7
Traitementthermique
de revenu CC
650-700
570
580-600
380-400
480
580
510
560
Tableau VHI - Caractéristiques mécaniques de quelques aciers martensitiques
Nuances
AISI
403
405
430
-
446
-
-
AFNOR
Z6C13
Z6CA13
Z8C17
Z10CAS 18
Z10C24
Z10 CAS 24
Z 1CD 2601
Caractéristiques mécaniques
R0.002(MPa) mini
225
225
240
290
290
290
260
Rm (MPa)
420-620
420-620
2440
2490
>490
>490
>430
A%mini
20
20
18
18
10
12
20
Températurede recuit (=C)
750 à 800
750 à 800
800 à 850
800 à 850
800 à 850
800 à 850
900
Tableau IX - Caractéristiques mécaniques quelques aciers ferritiques
iV -:• • • / ••
I' -
H /
^
' *19
• t • " • » "
Nuances
AFNOR
Z 10CN 18.09
Z 6CN 18.09
Z 2CN 18.10
Z 6CNT 18.10
Z 6CNNb 18.10
Z 6CND 17.11
Z 2CND 17.12
Z6CNDT17.12
ZSCNDNb 17.12
Z 2CN 18.10 Az
Z 3CND 17.12 Az
Z15 CN 24.13
Z12CNS 25.20
Z 8NC 32.21
Z1NCDU 25.20
Z2CNDU17.16
AIS!
302
304
304L
321
347
316
31SL
316Ti
316Cb
304N
316N
309
314
-
-
-
UNS
S 30200
S 30400
S 30403
S 32100
S 34700
S 31600
S 31603
-
-
S 30451
S 31651
S 30900
S 31400
N 08810
-
-
Caractéristiques mécaniques
R0.002(MPa) mini
215
195
185
205
205
205
195
215
215
250
280
240
240
200
245
255
Rm (MPa)
490-690
490-690
470-670
500-700
500-700
500-700
480-680
510-710
510-710
550
600
540
540
490
550
590
A%mini
45
45
45
40
40
40
45
40
40
45
45
30
30
30
35
35
Traitementthermique
refroidissementeau°C
1050
1050
1050
1075
1075
1075
1075
1075
1075
1025
1050
1120
1120
1120
1120
1075
'•{
Tableau X - Caractéristiques mécaniques de quelques aciers austénitiques
F .i
• i -
ï-
Nuances
AFNOR
Z 6CN 18.09
Z SCND 17.11
Z SCNT 18.10
Z SCNNb 18.10
UNS AlSI
S 30400AlSI 304
S 31600AISI 316
S 32100AISI 321
S 34700AlSI 347
Caractéristiques
R0.002 (MPa)Rm (MPa)
A(%5
R0.002 (MPa)Rm (MPa)
A(%)
R0.002 (MPa)Rm (MPa)
A(%)
R0.002 (MPa)Rm (MPa)
A(%)
Température :C
20
247599
62,6
254588
60.1
234588
53.9
25060949,2
100
24349656.1
20049352.4
20650647.5
21354046,8
200
16945646.4
17248346.0
194452
42.0
19547540,7
300
148449
41,6
161479
41.9
163435
42.0
179451
36.8
400
136443
43.1
157472
41.9
161436
36,4
168448
35.3
500
13341641.7
14445741.7
152391
34,8
157422
34,1
600
12536741,1
14142142.6
14537636.0
15538735.3
700
109268
47,7
125327
49,6
138269
48.4
144292
49,4
Tableau Xl - Evolution ces caractéristiques mécaniques en traction de quatre aciers inoxydablesausténitiques en fonction de Ia température
20
Chapitre 4: Résistance à la corrosion des aciers inoxydables
4.1 Introduction.
Les aciers inoxydables font partie des métaux et alliages passivables; aucontact des solutions aqueuses, des films protecteurs très minces (quelquesdizaines d'Angstroms) se forment, à base d'oxy-hydroxydes hydratés. La structurede ces films est encore mal connue, mais leur propriété essentielle est d'avoir unefaible perméabilité ionique et donc de limiter fortement (en pratique de supprimer) ladissolution du métal. Ces films sont dus à la présence de chrome dans lacomposition de l'acier; en effet, cet élément est très oxydable, ce qui rend les filmsformés "auto-réparateurs" dans un grand nombre de cas.
Néanmoins, les films passifs ne doivent pas être considérés comme inertes.i!s sont le siège permanent de différents phénomènes dont l'équilibre dynamiqueengendre leur caractère protecteur. Cet équilibre peut être rompu pour plusieursraisons dont les principales sont l'excès d'acidité ou la teneur en chlorure dans lasolution.
La rupture de passivité dans un milieu acide prend la forme d'une corrosiongénérale, contre laquelle il est facile de lutter en choisissant le matériau adapté. Enmilieu neutre chloruré, cette rupture est plus insidieuse et peut prendre rapidementune allure catastrophique si les conditions de son apparition ne sont pas cernéesavec soin.
4.2 La corrosion uniforme.
La corrosion uniforme, qui représente environ 35% des cas de corrosiondans l'industrie chimique, est la conséquence de Ia dissolution de tous les pointsconstitutifs de la surface du matériau qui sont attaqués sensiblement à la mêmevitesse par le milieu corrosif. Etant régulière, cette forme de corrosion n'estgénéralement pas considérée comme dangereuse dans la mesure où l'on peut entenir compte dans le calcul des structures en prévoyant une surépaisseur decorrosion. Toutefois, le problème majeur reste celui de l'évaluation de la vitesse decorrosion.
Lutte contre la corrosion uniforme:
- contrôle de Ia concentration:
Dans de nombreux cas, le degré d'agressivité d'un milieu est dû à laprésence d'impuretés qui, selon leur nature, peuvent soit aggraver soit inhiberpartiellement la corrosion. Dans ce cas, tout changement de concentration de cesimpuretés modifie directement la corrosion. On peut, par exemple, diminuerl'agressivité de l'acide sulfurique industriel en ajoutant des traces d'anhydridearsénieux ou de fer qui agissent dans ce cas comme inhibiteurs.
- diminution de la température:
Ceci conduit généralement à une diminution importante de la vitesse decorrosion, notamment dans les milieux très agressifs.
r
21
- contrôle du potentiel d"oxydo-réduction:
L'état de dissolution d'un acier inoxydable étant dépendant pour une largepart de l'acidité du milieu et du pouvoir oxydant du milieu, le contrôle du potentield'oxydo-réduction peut s'avérer très efficace pour réduire la corrosion. Par exemple,dans des solutions d'acide sulfurique faiblement concentrées et chaudes,l'introduction d'oxygène ou d'autres oxydants favorise l'établissement ^e 'apassivation et supprime dans certains cas totalement la corrosion.
- contrôle de la vitesse des fluides:
Généralement, l'augmentation de la vitesse des fluides augmente la vitessede corrosion par destruction mécanique des films protecteurs: il s'agit alors d'unmécanisme d'érosion-corrosion. Cette augmentation dépend néanmoins dudomaine de vitesses considéré. Pour des vitesses importantes, l'effet mécaniqued'érosion perturbe la passivité et conduit à un effet néfaste. D'autre part, en fonctionde la géométrie, des phénomènes d'implosion de bulles de vapeur contenues dansle fluide corrosif peuvent détruire mécaniquement la passivité par t t
corrosion.
* • • » •
" " " " • %
4.3 Corrosion par piqûres et corrosion caverneuse.
Les mécanismes de corrosion localisée des aciers inoxydables déterminentfortement leurs limites d'emploi dans les milieux aqueux chlorurés proches de laneutralité, pour lesquels ils résistent parfaitement à toute forme de corr°siongénéralisée.
On considère que 90% des ruptures de pièces sont dues à des phénomènesde corrosion localisée et ce d'autant plus que l'on repousse plus loin les limites decorrosion généralisée.
Par définition, la corrosion localisée intervient lorsqu'il y a rupture locale dufilm passif et lorsqu'aucune cicatrisation de cette rupture ne se produit. On distinguedeux phases principales dans l'établissement d'un régime de corrosion localisée.
1- La phase d'amorçage,
durant laquelle une première rupture locale est observée. Les causes de cetamorçage peuvent être multiples, mais on distingue classiquement trois si tuionsprincipales:
- rupture due aux contraintes mécaniques présentes dans l'acier (corrosionsous contrainte), dont nous reparlerons plus loin;
- rupture due à la présence de zones confinées dans lesquelles un milieuacide se développe progressivement (corrosion caverneuse);
- rupture observée en l'absence d'hétérogénéité mécanique ou géométriqueapparente (corrosion par piqûres).
Remarquons que la phase d'amorçage peut être divisée en deux parties:
a) la phase d'incubation pendant laquelle le film passif et/ou !'interface entrece film et le milieu corrosif évoluent sans qu'il y ait déjà apparition de la corrosion,
b) la phase de germination où des ruptures locales du film de passivité' se
::.'"#
r
22
développent.
2. La phase de propagation.
Lorsque ie film passif est localement rompu, le processus conduisant à lacorrosion dépend de plusieurs facteurs:
- la tendance du métal à se repassiver ou au contraire à se dissoudre ;- la modification locale de la composition du milieu corrosif, elle-même
fonction de la mobilité des espèces ioniques dans l'environnement local;- la formation de produits de corrosion.
L'action de ces différents facteurs dépend à la fois du métal, de lacomposition nominale du milieu corrosif, des conditions hydrodynamiques(mouvement du milieu corrosif) et des conditions géométriques du pointd'amorçage.
On note d'autre part que les zones confinées sont souvent sujettes à lacorrosion caverneuse. Le manque d'échange convectif avec le reste de la solutionentraine une consommation rapide de l'oxygène par une réaction cathodique, et lazone occluse devient le siège de la seule réaction anodique.
Protection
Le choix du matériau est évidemment primordial pour se prémunir de lacorrosion localisée. Les aciers austénitiques au nickel sont plus résistants que lesferritiques sans nickel. Dans les deux cas, l'augmentation de la teneur en chromeest favorable. L'élément majeur pour la lutte contre Ia corrosion caverneuse estnéanmoins Ie molybdène. L'abaissement de la teneur en souffre (ou son piégeagepar du titane) est aussi un facteur bénéfique.
La circulation du fluide est également un élément favorable d'une part parl'apport d'oxygène, d'autre part parce que l'acidification locale et la concentrationdes produits de dissolution dans la solution au voisinage de Ia surface en sontdiminuées.
.-4
R- . •
- - • *
4.4 Corrosion sous contrainte et fatigue-corrosion.
4.4.1 corrosion sous contrainte
La corrosion sous contrainte est un phénomène de fissuration des matériauxsous l'action simultanée d'un environnement et d'un régime de contraintes statiquesdont on admet généralement qu'au moins une composante doit être positive(composante de traction). Ce phénomène est particulièrement dangereux car il seproduit souvent dans des milieux apparemment peu agressifs et seuls des moyensde contrôle sophistiqués sont à même de le détecter.
Parmi les caractéristiques de Ia corrosion sous contrainte, les suivantesparaissent particulièrement significatives:
- la spécificité des couples matériaux-milieux en liaison avec le caractèredispersif du phénomène et le caractère souvent anodin du milieu corrosif;
- les conditions d'amorçage de la fissuration caractérisée par Ia faiblesse descontraintes requises et la durée précédant l'apparition des fissures;
5
r
23
1
- la lenteur relative de la propagation des fissures;- l'aspect fragile des fissures et leurs caractéristiques cristallographiques.
En pratique, les dommages infligés aux appareillages industriels par lacorrosion sous contrainte sont très importants (dans l'industrie chimique, 1/3 desdommages sont dûs à la corrosion sous contrainte). D'autre part, dans la majoritédes cas, les contraintes à l'origine de la fissuration sont des contraintes résiduellesliées à la mise en oeuvre des matériaux.
La corrosion sous contrainte affecte de nombreux matériaux et se produitdans de nombreux milieux mais c'est avant tout un phénomène spécifique à descouples matériau-milieu. On peut presque affirmer que pour chaque matériau, ilexiste un milieu capable d'induire une fissuration sous contrainte et, à l'inverse, qu'ilest possible de trouver un alliage susceptible de fissurer dans un milieu donné: ceciest d'autant plus vrai que des cas de corrosion sous contrainte ont été identifiés surdes métaux purs, longtemps considérés comme insensibles à toute corrosion souscontrainte.
1. Conditions d'amorçage de la fissuration.
Deux paramètres régissent l'amorçage:
- le temps d'incubation précédent l'apparition de la fissure,- le seuil critique de sollicitation mécanique, en général exprimé en terme de
contrainte limite de fissuration (surfaces lisses) ou en terme de facteur d'intensité decontrainte (en présence de fissures préexistantes).
Lorsque la sollicitation mécanique est supérieure au seuil et que lesconditions de milieu et de surface requises sont réunies, les temps d'incubation sontrelativement courts; pour les aciers austénitiques, ils sont de quelques dizaines deminutes dans des solutions concentrées de MgCI2 bouillant à 155°C et de quelquesdizaines, voire centaines d'heures, dans des milieux plus dilués.
Les seuils critiques de fissuration sont par définition inférieurs, voire trèsinférieurs à ceux qui produisent des ruptures mécaniques en milieu sain:
- les contraintes limites de fissuration se situent souvent vers 70 à 100% de lalimite élastique mais des valeurs plus basses (50%) sont possibles sur certainsaciers de type 18-10 dans des solutions concentrées bouillantes de MgCI2,
- des facteurs critiques d'intensité de contraintes K1 c (K1 critique) de l'ordrede 8 à 25 MPaVmT sont fréquents dans les milieux chlorurés.
2. Vitesse de fissuration.
Les vitesses de propagation des fissures de corrosion sous contrainte sontrelativement lentes par rapport à la propagation de fissures provoquées par descontraintes statiques.
De façon générale, la vitesse de fissuration augmente avec la sévérité de Iasollicitation mécanique.
3. Influence de la température.
L'élévation de la température augmente généralement !a sensibilité à la
24
t . -•
r1
il
corrosion sous contrainte, ce qui se traduit par une diminution du temps d'incubationet des contraintes limites de fissuration et une augmentation de la vitesse depropagation. Pour^unjnilieu donné, Jl existe souvent une température minimale endessous de laquelle la fissuration ne se produit pas: c'est le cas ~des~âcïêrsausténitiques dujype 18-10, en milieux chlorurés et en milieux caustiques.
4. Morphologie des fissures.
Dans les aciers inoxydables, ies fissures de corrosion sous contraintepeuvent être intergranulaires (fig. 2), transgranulaires (fig. 3) ou mixtes (fig. 4) [1]. J.jT
t.-.--
(b) 100 um
F>çvrç2: Corrosion sous contrainte d'aciers inoxydables en milieu caustiques désaérés. à 200cC:fissuration intergranuiaire. a) Acier 22NCDU25-20,50% NaOH, surface de fracture examinée au
"Crcscope électronique à balayage (MEB). b) Acier Z5CNDT17-12,10% NaOH. microscopie cptiaue
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25
100 U.m
(a)
3 0 j im
(b)
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•i *
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Figure 3: Corrosion sous contrainte d'aciers inoxydables en milieu caustiques désaérés, à 200cC (50%NaOH): fissuration transgranulaire, a) Acier 23CND17-12,microscopïe optique, b) Acier Z6CNDT17-12,
MEB.
ïï
26
i HL *
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i30u.m
(b) (C)
Rcure *: Corrosion sous contrainte d'aciers inoxydables en milieu caustiques désaérés, à 2000C (50%NaOH): fissuration mixte, a) Acier Z3CND17-I2,microscopïe optique, b) Acier Z3CND17-12, MEB.
c) Acier Z6CNDT17-12, MEB.
5è,
Dans tous les cas, les fissures ont un aspect fragile même dans desmatériaux aussi ductiles que les aciers inoxydables austénitiques:
- des essais de corrosion sous contrainte par traction continue permettentd'obtenir des ruptures sans striction si la vitesse de déformation est suffisammentlente;
- les surfaces des fissures présentent souvent peu de déchirures ductilesmaïs des facettes, des marches (fig. 4b) ou des éventails (fig. 3b).
L »-;
t'
27
En outre, différents indices suggèrent que la propagation de la fissure puisseêtre discontinue:
- les fissures transgranulaires présentent parfois des stries continues,perpendiculaires à la direction de propagation, qui sont généralement considéréescomme un marquage des étapes de propagation;
- une émission acoustique discontinue a été détectée lors de la propagationde fissures de corrosion sous contraintes, notamment sur des aciers inoxydablesausténitiques en milieux chlorurés.
L'interprétation des faciès de fissuration et de leurs caractèrescristallographiques constitue vraisemblablement une des clés de la compréhensiondes phénomènes de corrosion sous contrainte. Tout modèle cohérent devra rendrecompte de cet aspect fragile de fissures se propageant lentement sous sollicitationmécanique modeste et statique dans un matériau ductile.
Les milieux dans lesquels sont observés une majorité de cas de fissurationsont sans doute les milieux chlorurés, mais aussi les milieux caustiques et différentstypes de milieux contenant des espèces soufrées réactives. Cependant, nousmentionnons ci-dessous deux cas de fissuration dans l'eau réputée pure.
Dans l'eau à haute température, les aciers inoxydables austénitiques du type18-10 et certains alliages à base de nickel (alliage 600 par exemple) peuvent subirune fissuration intergranulaire sous contrainte si les conditions suivantes sontréunies:
- déchromisation du joint de grain par suite d'un traitement thermique àmoyenne température provoquant une précipitation intergranulaire de carbure dechrome et/ou écrouissage;
- présence dans l'eau d'oxygène dissout en quantité supérieure à unecentaine de ppb, ce qui traduit en fait l'existence d'un potentiel critique defissuration.
; I
'••4
n
"Sfcl
Dans ces conditions, des fissures intergranulaires se développent sousl'action de contraintes actives ou résiduelles, dans un domaine de température quidépend de Ia teneur en oxygène de l'eau. Ce cas constitue le problème decorrosion majeur qu'ont à affronter les réacteurs nucléaires à eau bouillante.
Dans le même type de milieu neutre mais en l'absence d'oxygène et enprésence de quantités significatives d'hydrogène dissout, des alliages à base nickel(600 et X750) à teneur en chrome inférieure à 18/20% subissent également unefissuration intergranulaire sous des contraintes élevées et à des températuressupérieures à 3000C.
Conclusions.
Les phénomènes de corrosion sous contrainte dépendent de façon trèsimportante de la nature du matériau et des conditions exactes du milieu et, sauf casparticulier, on ne dispose que d'une capacité très limitée de prédiction, d'une partdes risques de corrosion sous contrainte, d'autre part des conditions limites et de lacinétique de propagation de fissures.
En ce qui concerne la connaissance des mécanismes de corrosion souscontrainte, une évolution rapide des idées est actuellement en cours qui privilégie la
i.93«
J
28
•à
aossibilité de micro-clivages au détriment d'une propagation par dissolutionanodique: ceci permet en particulier de rendre compte de façon plus satisfaisantede la morphologie des fissures; la rupture de film et les processus de repassivationrestent néanmoins les paramètres limitant dans de nombreux cas, ce qui explique lesuccès numérique du modèle dit de rupture de film.
, * • !
4.4.2 fatigue corrosion
Comme la corrosion sous contrainte, la fatigue corrosion résulte d'un effetconjugué d'une sollicitation mécanique et d'un milieu, souvent peu agressif; maisl'aspect cyclique de la sollicitation la rend plus agressive de sorte que la fatiguecorrosion ne présente pas l'aspect spécifique de la corrosion sous contrainte etaffecte pratiquement tous les systèmes matériau-milieu, au moins en ce quiconcerne l'amorçage des fissures. Elle se traduit par:
- un amorçage des fissures facilité, d'où diminution de la limite d'endurance,amorçage de nombreuses fissures et développement de fissures souvent plusbranchées que les fissures de fatigue,
- une augmentation de la vitesse de propagation.
La fatigue corrosion résulte de la superposition de 2 types de dommages quine dépendent pas des mêmes paramètres, ce qui conduit à des comportementscomplexes très dépendants des mécanismes dominants:
- les dommages mécaniques dus à la fatigue sont essentiellementdépendants des cycles de contraintes mais à peu près indépendants du temps; ilsseront toujours dominants sous sollicitations mécaniques et fréquences élevées,parfois aussi sous fréquences suffisamment faibles pour que les dommages infligésaux films protecteurs soient négligeables,
- l'effet de l'environnement est très sensible au temps via en particulier lesdurées de mise en charge ou les vitesses locales de déformation; il ne peut êtredominant que lorsque la fréquence est suffisamment faible.
La description des phénomènes de fatigue corrosion devra donc prendre encompte non seulement les niveaux de sollicitaticn mécanique appliqués mais aussila fréquence et la forme des cycles dont dépendent les vitesses locales dedéformation et le temps d'application des contraintes. Les lois d'endommagementen fatigue et surtout les lois de cumul de l'endommagement sont donc à prioriinapplicables en fatigue corrosion:
- ainsi, pour des fréquences très faibles entraînant des vitesses dedéformation faibles, les phénomènes de fatigue corrosion et notamment lesmorphologies des fissures seront analogues aux phénomènes de corrosion soustension: c'est souvent Ie domaine de sollicitations liées aux fluctuations thermiquesou aux cycles de démarrage-arrêt des grosses installations;
- au contraire, dans le domaine des fréquences élevées, les phénomènesmécaniques seront dominants, tout au moins pour les processus de propagation,l'amorçage étant sensible à l'environnement pour la plupart des sollicitations.
1. Amorçage des fissures en fatigue corrosion.
Contrairement à ce qui se passe en fatigue classique, le comportement àl'amorçage en fatigue corrosion d'un matériau est toujours dégradé par la présenced'un environnement, même en l'absence de tout risque identifié de corrosion sous
29
contrainte.
L'effet de l'environnement se traduit par une diminution, voire une disparitionde la limite d'endurance du matériau.
Sur des systèmes sensibles à la corrosion sous contrainte, l'application decontraintes cycliques augmente de façon significative le domaine de fissuration:
- diminution des contraintes maximales d'amorçage: ceci a été mis enévidence par Parkins [12] qui a montré sur différents systèmes que l'application decontraintes de faible fréquence et de faible amplitude provoquait l 'amorçage defissures sans que la contrainte limite de fissuration statique ne soit jamais atteinte;
- augmentation de la gamme des vitesses de déformation permettantl'amorçage.
2. Propagation des fissures en fatigue corrosion.
On étudie uniquement le domaine qualifié de "vraie fatigue corrosion" où lavitesse de fissuration peut se mettre sous la forme d'une loi de Paris explicitée auchapitre suivant. Dans ce cas, les effets mécaniques sont dominants à haute etparfois très basse fréquence de sollicitations. La forme du cycle est également trèsimportante ainsi que la durée de mise en charge au cours de chaque cycle.
f v ,
r
30
Chapitre 5: Cas des aciers de pompe primaire
5.1 Introduction.
En prévision d'études futures, on donne dans ce chapitre certaines lois devitesse de fissuration d'aciers entrant dans la fabrication des pompes primaires descentrales REP.
L'acier considéré est celui des arbres de pompe primaire 900MW (93D).
L'acier Z6CNNb18-11 est un acier inoxydable austénitique stabilisé auniobium pour la réalisation de l'arbre de pompe primaire des chaudières nucléairesà eau pressurisée. Les spécifications techniques de référence sont données par leRCC-M et sont jointes en annexe 2.
Les conditions de fonctionnement relativement sévères des circuits primairesdes centrales nucléaires à eau pressurisée conduisent à se préoccuper desfissurations risquant de se produire en service.
Il est donc important de connaître:
- l'ordre de grandeur des dimensions de défauts qui peuvent être tolérés sansrisquer l'amorçage de fissuration en fatigue à partir de ces défauts;
- le nombre de cycles nécessaires pour initier une fissure de fatigue à partird'un défaut ayant une forme et une dimension donnée;
- la vitesse de propagation des fissures à la température de fonctionnement etdans le milieu des circuits primaires.
Nous nous attachons uniquement au dernier point (en vue de l'étude desarbres de pompe fissurés) pour lequel la vitesse de propagation d'une fissureexistante est donnée par la loi de Paris:
= C(AK)"
avec:
:' -*r;
^ : avancée de la fissure par cycle,
C et n sont des constantes pour un matériau et un environnement donné etAK la variation du facteur d'intensité de contrainte au cours d'un cycle.
La loi de Paris est plus souvent utilisée sous la forme:
da_= io- "
Donc, connaissant n et AK0, la vitesse de fissuration est connue. Une autreconstante intéressante est le seuil de non fissuration AKS> valeur en dessous delaquelle la vitesse de fissuration devient inférieure à 10~6 ou 10~7 mm/cycle suivant!es auteurs. Ces trois constantes sont déterminées par des essais sur éprouvettes etgénéralement en traction.
ri
31
1
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• ? • • "
La figure 5 représente schématiquement les paramètres d'une courbe devitesse de fissuration.
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E 10-5
I 10-6TJ
10-7
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Région A .
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iRégion B .
II
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[ n
, da/dN = C ( AK )
I
Ii/IKc: rupture
/ 1 finale ^
JL <*• Région C
In AKPioure 5: représentation schématique de la vitesse de propagation d'une fissure da/dN en fonction dufacteur d'intensité de contrainte AK. Région A: faible vitesse de fissuration (seuil). Région B: régime
intermédiaire (relation de Paris). Région C: haute vitesse de fissuration (Kc).
L'acier Z6CNNb18-11 des arbres de pompes primaires n'a pas fait l'objetd'essais de vitesse de fissuration mais beaucoup d'auteurs s'accordent pour direque les aciers austénitiques ont des vitesses de fissuration sensiblement voisines.Les résultats d'essais présentés ci-dessous peuvent donc être applicables à l'acierdes pompes primaires et particulièrement les aciers Z6CND17-10 et Z6CN18-10dont les caractéristiques mécaniques et chimiques sont très proches de l'acierZ6CNNb18-11.
Les deux constantes que nous cherchons dépendent de différentsparamètres qu'il est utile de rappeler ici.
5.2 Influence de la température.
En général, pour des aciers austénitiques, la vitesse de fissuration augmenteavec la température. La figure 6 [2] présente les courbes de fissurationd'éprouvettes CT20 de l'acier Z4CND18-12 à 200C et à 3200C. Dans ce cas, lesvaleurs de n et AK0 sont les suivantes:
« 7 ;.
,y
I ' K
r
32
Température0C
20
320
Fréquencec/minute
1200
600
n
4.4
4,9
AKoM Pa^m
31.3
22,6
acierZ4CND18-12, milieu air.
K- . •,
da/dN 4 mm/cycle
10-03 H
10-04
10-05 —I
10-06 —\
20°C-f=1200c/mn0C - f= 600c/mn320
Figure 6: Influence de la température sur la vitesse de fissuration: acier Z4CND18-12, milieu air.
m
'.'.'•&
Ces résultats ont été retrouvés par d'autres auteurs [3, 4].
Cette augmentation de la vitesse de fissuration avec la température a étéattribuée au fait au'en augmentant la température, on diminue ia limite d'élasticité etle module d'Young du matériau, et par conséquent, on modifie la dimension de la
33
'.r ; : s; ._ .-:
i
zone plastique en fond de fissure. . .D"autres auteurs font cependant remarquer que la vitesse de fissuration a
température élevée ne dépend pas seulement des caractéristiques mécaniques etde la plasticité, mais également du milieu (air sec ou humide, irradiation...)
5.3 Influence de la fréquence.
Quelques essais [2] sur le même matériau Z4CND18-12 ont montré que:
- à la température ambiante, la fréquence n'a pas d'influence sur la vitesse defissuration,
- à 3200C, la vitesse de fissuration augmente lorsque la requence diminue.
Coffin attribue cet effet de la fréquence à température élevée à desphénomènes d'oxydation en fond de fissure plutôt qu'à une interaction fatigue-fluage. Cependant, il n'y a pas eu d'é':udes systématiques de l'influence del'oxygène sur la vitesse de fissuration à température élevée pour confirmerl'hypothèse de Coffin.
Toutefois, on peut dire que pour des fréquences élevées (supérieures à 1000cycles par minute), l'effet de la fréquence est négligeable sur la propagation desfissures quelle que soit la température. En effet, Barsom [5] a montré que la vitessede fissuration da/dN dans un acier Maraging (Z2CNDAT12-09) est pratiquement lamême dans l'air et dans l'eau salée à la fréquence de 10Hz1 alors qu'à 0,1Hz lavitesse est trois fois plus grande dans l'eau salée.
Remarquons quand même que ramenée au temps, la vitesse de fissurationabsolue da/dt à faible fréquence diminue dans presque tous les cas.
;tf
5.4 Influence du milieu.
Des essais [2] ont été effectués dans l'eau à 3200C sous une pression de 155bars sur ce même matériau (Z4CND18-12). A noter que ces essais ont été effectuéssur des éprouvettes CT15 (épaisseur de 15 mm) et non CT20 ou CT25 (épaisseurde 20 ou 25 mm) comme précédemment. Des différences entre les résultats deséprouvettes CT15 et CT20 apparaissent pour des valeurs de AK dépassant 30MPaVnT, certains points étant situés nettement en dessous de la courbe obtenueavec les éprouvettes CT20 et CT25. Il y a donc lieu de considérer avec prudence lesvaleurs de vitesse de fissuration (figure 7) correspondant à des valeurs de AKsupérieures à 30 MPaVrïï.
Les paramètres expérimentaux sont les suivants:
Fréquence
4 c/minute
4 c/heure
n
2,4
2,3
AKoMPaTm
17,6
11,9
arier 74ONDiR-I? en milïPii PWR
34
L ,-,!• •
i; ;
da/dN (K mm/cycle
1CT05f=4cycles/heuref=4cycles/minute
Figure 7: vitesse de fissuration en milieu PWR: atier Z4CND18-12
On observe donc, et en particulier pour les faibles valeurs de AK (inférieuresà 30 MPaVm) une sensible augmentation de la vitesse de fissuration à 3200C enmilieu PWR par rapport à l'air. On confirme d'autre part les remarques précédentesconcernant la fréquence (augmentation de la vitesse de fissuration da/dN lorsque lafréquence diminue).
Deux remarques sur ces essais:
- les essais air et PWR ont été effectués à des fréquences très différentes.L'augmentation de la vitesse de fissuration en milieu PWR n'est sans doute pas dueuniquement au milieu, mais aussi à la fréquence;
- la pente n des courbes en milieu PWR est à considérer avec réserve, du faitde la dispersion des résultats pour les valeurs élevées de AK.
D'autre part, le rapport de la charge mini sur la charge maxi durant le cyclepeut influer sur la vitesse de fissuration. Nous verrons l'influence de ce facteur plusloin.
5.5 Seuil de non propagation de l'acier Z4CND18-12.
Le seuil de non fissuration en fatigue a été déterminé à l'air à 200C et à320cC. Les résultats sont les suivants:
- à 200C: AK3 = 13,6 MPaVm-à320cC:AKs = 10,4MPaVm
I
35
On voit donc que !e seuil de non fissuration diminue de près de 25% lorsque!a température croît de 20 à 32O0C.
La valeur de ^K3 à 200C concorde avec les valeurs trouvées par d'autresauteurs. Cette valeur confirme l'excellente résistance à la fatigue de l'acierZ4CND18-12.
5.6 Influence du rapport R sur le seuil de non fissuration.
Les essais effectués par EMA [6] sur l'acier austénitique Z6CND17-10 montrel'influence du rapport R sur la valeur du seuil de fissuration
p _ Pmin
pmin est la charge minimale durant le cycle et Pmax la charge maximale.
Les essais font apparaître que l'acier étudié ne présente pas de seuil defissuration absolu pour des vitesses de l'ordre de 10~6 mm/cycle contrairement à ceque l'on observe sur d'autres aciers et alliages. Les essais ont ainsi été menésjusqu'à des vitesses d'environ 10"7 mm/cycle pour lesquelles on constate encoredes progressions de fissure. La figure 8 présente la courbe da/dN en fonction de AKpour différentes valeurs de R.
t.
ri
36l\i
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da/dN
"Î0-Q5 -
KHB -
IQ-O? -
IMS
mm/cycle
R=O.l éprauvettes a et b
2 R=O, 1 éprouvettes c et d
3 R=0,3 éprouvettes e et f
4 R=0.6 éprouvettes g
5 R=0,6 éprouvettes h et i
6 R=0,8 éprouvettes j et k
(MPa\m)
25 3,5 4.5 5 S 9 10 12 14 16 IS 20
Roure 8: influence du rapport R sur la vitesse de fissuration: acier Z6CND17-10 forgé
On voit donc que le facteur R a une influence sur le seuil de fissuration AKs:
lorsque R augmente, AK5 diminue.Pour R petit (cas des arbres de pompe primaire), Ie seuil de fissuration à 10~6
mm/cycle peut être estimé compris dans la fourchette:
9 MPaVnT < AK5 < 14 MPaVm,
valeur du même ordre de grandeur que pour l'acier Z4CND18-12 cité plus haut.
Remarque: dans le cas des arbres de pompes primaires, le seuil de nonfissuration à 10 6 ou 10'7 mm/cycle est à prendre avec précaution. En effet, il suffit de11 heures de fonctionnement pour atteindre un million de cycles et donc depropager une fissure de 1 mm.
* ; '
' • • <
•••<
. ' • " •
5.7 Synthèse.
Nous donnons dans le tableau XII les valeurs de n, AK0 et AKS pour différentsaciers inoxydables pour des valeurs de R inférieures à 0,1.
Acier
Z6CND17-10
Z3CND17-12
Z5CND19-9
Z2CND17-12
ZSCN18-10
Z2CN18-10
Z4CND18-12
Z5CN19-9
Temp."C
20
20
320
20
320
20
20
20
20
320
320
320
320
Milieu
air
air
air
air
PWR
air
air
air
ar
air
PWR
PWR
PWR
Fréq.
Cycle/sec
20
20
10
20
0,066
20
20
20
20
10
0,066
0,0011
0.066
n
3.3
4,4
4,9
2,7
3,2
4.4
4.3
3.9
4.4
4.9
2.4
2.3
3.2
AKO
MPaVm"
26.3
31.3
22,6
31.6
19,5
28,2
27.2
24
31,3
22,6
17.6
11.9
19,5
AKs
MPa {m
12'7 "
13*
10"
12"
13,6"
10.4"
Réf. bib.
[6] et Pl
[9]
[9]
[8]
[13]
[9]
[9]
[S]
[2]
12]
[2]
[2]
[13]
* à 1Q.-6 mm/cycles ** à 1(T7 mm/cycle
tableau XII: valeurs de n, AKo et A K 5 pOur différents aciers inoxydables.
5.8 Conclusions.
Pour les aciers inoxydables austénitiques, on remarque qu'à la températureambiante, AK0 est compris entre 24 et 31 MPaVm alors qu'à température élevéecette valeur diminue sensiblement (de 11,9 à 22,6 MPaVFn suivant le milieu).
La valeur de n à 2O0C est comprise entre 3,3 et 4,9 si l'on ne tient pas comptede l'acier Z5CND19-9 (n=2,7 à 2O0C) pour lequel la valeur de n parait faible. Lesauteurs [13] montrent d'autre part qu'il n'y a pas de différences notables sur lavitesse de fissuration en milieu air ou PWR entre deux aciers contenant ou non dumolybdène, par exemple les acier Z5CND19-9 et Z5CN19-9.
En milieu PWR, n est compris entre 2,3 et 3,2.
Les auteurs [10] et [14] donnent pour les aciers inoxydables austénitiques en
-•t.1
'<•'•$
f
38
I
milieu PWR les valeurs suivantes:
-n = 4-AK0 = 19,1 MPaVm
La valeur de h peut paraître un peu trop conservatrice, comparée à cellesd'autres auteurs, mais elle permet de garantir un fort coefficient de sécurité lors de laconception des machines. En fait, n et AKo ont été déterminés en prenant la droiteenveloppe supérieure des points expérimentaux, comme le montre la figure 9:
da/dN=10-*(AK/19,1)4
ln(da/dN)À
In(AK)
Figure 9: Détermination de n e avec prise en compte de la bande de dispersion des résultatsexpérimentaux.
Ces mêmes auteurs utilisent en fait ces valeurs quelque soit le milieu (airambiant, à 300°C ou PWR).
Dans le cas d'un calcul de vérification ou de prédiction de la vitesse defissuration, il faut utiliser une courb& moyenne, représentative de l'ensemble deséprouvettss testées, et non la courbe enveloppe supérieure, représentative d'unéchantillon limité d'éprouvettes. Par exemple, on peut utiliser la droite obtenue parrégression linéaire de l'ensemble des points.
Les valeurs du seuil de non fissuration se situent aux alentours de 10 MPaVFndans l'air à 200C ou 3200C. Aucun essai n'a été effectué en milieu PWR, milieu danslequel le seuil de non fissuration ne peut qu'être intérieur aux valeurs mentionnées.
! r
i ï"
f.7 , -
•—svàP
39
Bibliographie.
[i] P. Lacombe, B. Baroux, G. Beranger: Les aciers inoxydables.Les éditions de Physique 1990.
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[7] J. Grattier: Essai de flexion rotative et fissuration en fatigue sur un acierZ6CND17-10 forgé.EDF-DER-RNE-EMA PV n° L-5-MAT T43-F
[8] J. Grattier: Essai de fissuration en fatigue sur un acier Z5CND19-9.EDF-DER-RNE-EMA PV n° L-6-MAT T43-F
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[14] Baudry G. Framatome: influence du vieillissement sur les propriétés defatigue des aciers austéno-ferritiques.FRA EE/M.DC.0013 Rev. B. 1982.
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Annexe 1
Composition chimiques des principaux aciers inoxydables
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ANNEXE 2: RCC-M: matériau Z6CNNb18-11 des arbres depompes primaires
PIECES FORGEES EN ACIER INOXYDABLE AUSTENITIQUE STABILISE AU NIOBIUMPOUR LA REALISATION DE L'ARBRE DE POMPE PRIMAIRE DES CHAUDIERES
NUCLEAIRES A EAU PRESSURISEE• •*-' i
0 OBJET ET DOMAINE D'APPLICATION
La présente spécification concerne l'approvisionnement de la pièce de forge destinée à l'arbrede pompe primaire en acier inoxydable austénitique stabilisé au niobium. Cette pièce, à l'état ébauché,est pleine, de diamètre de 250 à 400 mm de longueur 2000 à 2600 mm.
K-
1 ELABORATION
L'acier est élaboré au four électrique.
2 COMPOSITION CHIMIQUE
2.1 COMPOSITION CHIMIQUE A RESPECTER
La composition chimique sur coulée et sur pièce doit satisfaire aux conditions spécifiées autableau I.
TABLEAU I
NUANCE
ELEMENTS
Carbone max.Silicium max.Manganèse max.Soufre max.Phosphore max.ChromeNickelNiobium (I) min.
max.Cuivre max.Cobalt max.
Z 6 CNNb 18-11
SUR COULEE ET SUR PIECE EN %
0,0801,002,000,0300,040
17,00-20,009,00 - 13,00
8 fois la teneur en carbone1,001,000,20
(1) Une partie du niobium peut être remplacée par du tantale sous réserve que, dans ce cas, lateneur globale en niobium plus tantale soit supérieure ou égale à 10 fois la teneur en carbone.
2.2 CONTROLE DE LA COMPOSITION CHIMIQUE
L'aciériste doit fournir une analyse chimique de coulée, certifiée par le Directeur de l'usine ou sonreprésentant dûment accrédité. Il doit fournir, en outre, une analyse effectuée sur pièce. Cette dernièreanalyse peut être pratiquée sur du métal provenant de chutes d'éprouvettes d'essais mécaniques. Cesanalyses sont effectuées conformément au MC 1000.
En cas de contre-essais, les analyses de contrôle de composition chimique sont effectuéesconformément au MC 1000.
47
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2 3 CORROSION INTERCRISTALLINE
Un essai de corrosion intercristalline est effectué sur du métal chuté après hypertrempe de l'arbremais avant le traitement thermique de stabilisation défini au § 3.4. L'essai est effectué suivant MC 1000avec traitement B (chauffage à la température de 700cC ± 1O0C pendant 30 minutes et refroidissementlent).
Les deux éprouvettes proviennent de l'une des surlongueurs pour essais prévues à chaqueextrémité de l'arbre (voir § 4.2) ; elles sont prélevées dans le sens longitudinal sous la peau.
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3 FABRICATION
3.1 PROGRAMMEDEFABRICATION
Avant le début des opérations de fabrication, le forgeron établit un programme de fabrication quicomprend, notamment :
- le mode d'élaboration de l'acier,- la masse et le type de lingot utilisé,- les pourcentages des chutes tête et pied,- la position de la pièce dans le lingot,- un croquis sommaire coté de la pièce après chaque phase de forgeage avec les coefficients
de corroyage partiel et global déterminés selon M 380,- les plans de la pièce brute de forge, des profils pour traitements thermiques, des profils pour
contrôles non destructifs et des profils de livraison,- les modalités des traitements thermiques intermédiaires et traitement thermique final (de
qualité),- la position sur la pièce des échantillons pour essais de recette,- Ie plan de prélèvement des éprouvettes dans ces échantillons.
Les différentes opérations de traitements thermiques, de prélèvements des échantillons pouressais et de contrôles non destructifs sont présentées dans leur ordre chronologique.
3.2 FORGEAGE
Un chutage suffisant doit être effectué pour éliminer la ret assure et la majeure partie dességrégations. La masse du lingot et les pourcentages des chutes doivent être tenus à la dispositiondes inspecteurs. Il en est de même du coefficient de corroyage global dont la valeur doit être supérieureà 3 (calculé selon M 380).
3.3 USINAGE
Avant traitement thermique l'arbre est ébauché selon un profil le plus rapproché possible du profilde la pièce livrée. Ce profil est indiqué au programme de fabrication (§ 3.1).
Après traitement thermique, l'usinage de la pièce est effectué suivant le profil de livraison avant lecontrôle final par ultrasons.
Les états de surface obtenus doivent permettre des contrôles non destructifs significatifs.
3.4 ETAT DE LIVRAISON - TRAITEMENT THERMIQUE
La pièce est livrée à l'état hypertrempe. La température d'hypertrempe doit être comprise entre1050° et 1150cC. La pièce subit Thypertrempe par immersion totale dans l'eau.
L'arbre est introduit dans l'eau si possible en position verticale et maintenu en rotation pendantson refroidissement.
L'arbre subit, en outre, un traitement thermique de stabilisation dimensionnelle à unetempérature comprise entre 8500C et 8700C pendant un temps compris entre 12 et 24 heures.
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après iDurant ce traitement, la pièce est suspendue en position verticale. La vitesse de refroidissement
es maintien en température ne doit pas excéder 50°C/heure jusqu'à Ia température en 150cC.
48
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Les conditions détaillées de traitement thermique d'hypertrempe et de traitement de stabilisationdimensionnelle sont données au programme de fabrication (§ 3.1).
Les thermocouples sont placés sur la pièce en différents points de celle-ci de telle sorte qu'ilsindiquent avec précision la température en ces points ; l'écart maximal admissible par rapport à latempérature visée est, durant les maintiens en température, de ± 15°C pour l'ensemble de la pièce. Laposition des thermocouples sur la pièce est indiquée au programme de fabrication (§ 3.1).
Les cycles correspondant au traitement thermique de qualité font l'objet d'enregistrements tenusà la disposition des inspecteurs.
Un dépouillement de ces enregistrements doit être réalisé par le Fournisseur de façon à pouvoirfaire une comparaison avec les cycles prévus au programme de fabrication. Ce dépouillement fait l'objetd'un procès-verbal.
4 CARACTERISTIQUES MECANIQUES
4.1 VALEURS A OBTENIR
Les valeurs à obtenir des caractéristiques mécaniques sont données dans le tableau II.
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TABLEAU 11
TYPED'ESSAI
Traction
Resilience KCU
TEMPERATURED'ESSAI
1C
ambiante
343
ambiante
CARACTERISTIQUES
Reo_oo2 valeur minimale
Rm valeur minimale
A % (5d) valeur minimale
R 0^02 valeur minimale (1 )
Valeur minimale indiv.
VALEURS GARANTIES
SENS LONG
210 MPa
480MPa
40
135 MPa
14,0 daJ/cm2
SENS TRAVERS
210MPa
480 MPa
30
titre indicatif
6,0 daJ/cm2
(1) Valeur garantie après maintien sous charge de 5 minutes.
4.2 DISPOSITIONS RELATIVES AUX PRELEVEMENTS
Les échantillons pour essais sont constitués par deux surlongueurs repérées X et Y disposées àchaque extrémité de l'arbre.
Les surlongueurs dont les diamètres sont équivalents à ceux des tourillons correspondants del'arbre sont chutées après que la pièce ait subit l'ensemble des traitements thermiques : traitementsd'hypertrempe et de stabilisation dimensïonnelle.
Les surlongueurs doivent être de dimensions suffisantes pour permettre le prélèvement deséprouvettes nécessaires à l'exécution de contre-essais éventuels.
Les éprouvettes sont prélevées à mi-rayon dans le sens long et dans le sens tangentiel. La partieutile des éprouvettes doit être située à au moins 30 mm de la face d'extrémité de la surlongueur, lesentailles des éprouvettes de resilience sont radiales.
4.3 ESSAIS A EFFECTUER SUR LES ECHANTILLONS
Les essais sont effectués sur des éprouvettes provenant d'échantillons n'ayant subi aucuntraitement thermique après leur prélèvement.
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49
4 3 i Nombre et composition des séries d'essais à effectuer
Le nombre d'essais à réaliser, le sens de prélèvement des éprouvettes et les températuresd'essais figurent dans le tableau Ul.
TABLEAU III
TYPED'ESSAI
Traction
Traction
Resilience KCU
Traction
Traction
Resilience KCU
SENSDU
PRELEVEMENT
Long
Long
Long
Tangentiel
Tangentiel
Tangentiel
TEMPERATURED'ESSAI
EN1C
ambiante
343
ambiante
ambiante
343
ambiante
NOMBRED'EPROUVETTES
PARTYPED'ESSAI
1
1
2
1
1
2
SUR LONGUEUR
X
X
X
X
X
X
X
Y
X
X
X
X
X
X
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4.3.2 Modalités d'exécution des essais
A. Essais de traction à Ia température ambiante
a) Eprouvette
On utilise une eprouvette de section circulaire en principe de diamètre 10 mm et de dimensionsconformes au MC1000.
b) Essai
On effectue l'essai de traction conformément au MC1000.
Les valeurs relevées sont :
- Ia limite conventionnelle d'élasticité à 0,2% d'allongement non proportionnel en MPa,- la résistance à la traction en MPa,- l'allongement pour cent après rupture.
c) Résultats
Les résultats obtenus doivent satisfaire aux valeurs prescrites au tableau II. S'il n'en est pas ainsiet si l'éprouvette présente un défaut physique (ne mettant pas en cause l'aptitude à remploi du produit)ou si ce résultat défectueux est dû à un mauvais montage ou à un fonctionnement anormal de lamachine d'essai, on effectue un essai sur une autre eprouvette. Si les résultats de cet essai sontsatisfaisants !a pièce est acceptée, dans le cas contraire, l'alinéa suivant s'applique:
Si les résultats de l'essai sont insuffisants sans être imputables à un des cas décrits à l'alinéa ci-dessus, il peut être procédé à des essais complémentaires à raison de 2 essais par essai insuffisant leséprouvettes étant prélevées au voisinage des éprouvettes ayant donné les résultats défectueux Sices contre-essais sont satisfaisants la pièce est acceptée, dans le cas contraire, elle est écartée(Ot. § 4.4) .
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B. Vérification de la limite conventionnelle d'élasticité à 0.2% d'allongement rémanent 5 mm souscharge à température élevée.
a) Eprouvette
L'éprouvette est du même type que celle utilisée pour l'essai de traction à l'ambiante (§ 4.3.2 A).
b) Essai
L'essai est effectué conformément au MC 1000.
On vérifie que l'allongement rémanent après suppression de la charge est au plus égal à 0,2% dela distance initiale entre repères. La valeur de l'allongement rémanent est notée et consignée auprocès-verbal.
L'essai est poursuivi jusqu'à rupture ; on relève à titre documentaire, la résistance à la rupture etl'allongement après rupture.
c) Résultats
Le résultat doit satisfaire aux conditions prescrites dans le tableau II. S'il n'en est pas ainsi, onprocède comme en A. c) de 4.3.2.
C. Essais de resilience
a) Eprouvette
La forme et les dimensions des éprouvettes sont celles définies au MC 1000.
b) Essais
Les essais sont effectués à + 200C conformément au MC 1000.
Résultatsc)
Chacun des résultats d'essais doit satisfaire à la condition prescrite dans le tableau 11.
Si un seul des deux résultats n'est pas satisfaisant, des contre-essais sont autorisés : deux sériesde deux éprouvettes sont prélevées au voisinage de la première série d'éprouvettes et essayées dansles mêmes conditions. Chacune des éprouvettes doit donner un résultat satisfaisant, faute de quoi lapièce est écartée (Cf. § 4.4).
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4.4 REMANIEMENT
Dans le cas où la pièce est écartée du fait des résultats non satisfaisants obtenus sur un ouplusieurs essais mécaniques, elle peut faire l'objet d'un remaniement dont les modalités doivent figurerau procès-verbal.
Dans ce cas, les coupons pour essais sont prélevés dans les mêmes conditions que cellesprévues au § 4.2. La série d'essais à effectuer est identique à celle prévue au § 4.3. Un seulremaniement est autorisé.
5 EXAMEN D'ASPECT - DEFAUTS DE SURFACE
Au cours des différentes phases de fabrication et d'usinage, les surfaces sont examinées avec leplus grand soin pour vérifier la santé du métal.
Les pièces doivent être saines et exemptes de paille, crique, entaille ou autres défautspréjudiciables à leur emploi.
Un contrôle par ressuage (MC 4000) doit être effectué sur l'ensemble des surfaces.
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51
L.es critères suivants sont à appliquer :
- sont prises en considération les indications dont une dimension dépasse 1 mm,- en tout état de cause doivent être recherchés et éliminés ou éventuellement réparés, les
défauts donnant lieu à :
1 ) des indications linéaires,2) des indications arrondies dont une dimension dépasse 3 mm,3) des indications alignées au nombre de 3 ou plus, distantes entre elles de moins de 3 mm
(bord à bord),4) des indications groupées au nombre de 5 ou plus, sur une surface rectangulaire de 100 cm 2
choisie de façon la plus défavorable par rapport aux indications sans que sa plus grandedimension ne dépasse 20 cm.
Si les examens qui viennent d'être décrits font apparaître la présence de défauts sur la pièce,celle-ci ne peut pas être acceptée en l'état, et il y a lieu d'appliquer les prescriptions du § 7 de laprésente spécification.
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6 RECHERCHE DES DEFAUTS INTERNES
6.1 MODEOPERATOIRE
Les modalités des contrôles par ultrasons sont définies en MC 2310.
La fréquence du palpeur utilisé est normalement de 2 MHz.
6.2 ETENDUE ET STADE DE CONTROLE
Le contrôle intéresse 100% du volume de la pièce en ondes longitudinales. Ce contrôle esteffectué à l'état traité et usiné aux cotes de livraison.
6.3 EVALUATION DES INDICATIONS
Elle est effectuée conformément au MC 2310.
6.4 SEUIL DE NOTATIONS ET CRITERES
Toute indication correspondant à K > 3 est inacceptable.
Il est noté :
- Toute indication correspondant à K > 2,5,- Toute zone présentant une diminution de l'amplitude de l'écho de fond supérieur à 18 dB.
7 ELIMINATION DES ZONES DEFECTUEUSES
Seuls sont tolérés les défauts qu'il est possible d'éliminer par meulage en restant à l'intérieur destolérances dïmensionnelles de la pièce.
8 CONTROLE DIMENSIONNEL
Les cotes sont contrôlées suivant les indications des plans d'approvisionnement tant en ce quiconcerne le profil de la pièce livrée par le forgeron que le profil de la pièce finie.
Un relevé des cotes principales est effectué. Les valeurs trouvées doivent être à l'intérieur destolerances du plan.
9 MARQUAGE
au B i*Q°u™isseur d o i t é t a b I i r "dentification et les méthodes de marquage utilisées, conformément
52
39 V
; 1 O PROPRETE - CONDITIONNEMENT
M Les modalités sont à définir à la commande.
t 1 PROCES-VERBAUX
Le Fournisseur doit établir au fur et à mesure de l'exécution des essais et en tout état de cause«s avant livraison de la pièce, les procès-verbaux ci-après : -.
- analyse chimique de coulée et sur produit, ; - ;- essai de corrosion intercristalline, »; _ '- dépouillement des enregistrements des traitements thermiques, (en cas de remaniement, il j ' .
s'agit de communiquer les relevés de tous les traitements thermiques), . . /- essais mécaniques,- contrôles non destructifs,- contrôle dimensionnel. .̂
Ces procès-verbaux comportent : • î: '
- le numéro de coulée et le repère de la pièce,- l'identification du Fournisseur,- l'identification de la commande,- s'il y a lieu, l'identification de l'organisme réceptionnaire,- les résultais obtenus dans les essais et contre-essais et, en regard, les valeurs exigées. '
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