CH619491A5

CH619491A5 -

Info

Publication number: CH619491A5
Application number: CH1584776A
Authority: CH
Inventors: Edward Peter Sadowski; Piyush Champakal Shah
Original assignee: Inco Europ Ltd
Priority date: 1975-12-17
Filing date: 1976-12-16
Publication date: 1980-09-30
Also published as: FR2335609A1; DE2656929A1; FR2335609B1; DE2656929C2; SE7614132L; JPS6051957B2; DK154994C; AU2065676A; US4025314A; NL7613964A; SE427120B; NL185158B; AU499200B2; AT352411B; CA1063838A; JPS5275631A; IT1089825B; ATA932576A; GB1500639A; NL185158C

Description

La présente invention a pour objet un alliage nickel-chrome de remplissage pour le soudage à l'arc protégé.

Des alliages ayant la composition nominale de 50% de chrome, 50% de nickel sont connus depuis de nombreuses années, d'abord comme alliage coulé et plus récemment comme alliage travaillé. Le développement d'un alliage travaillé contenant 50% de chrome, 49% de nickel et 1% de titane a augmenté le nombre d'utilisations pour lesquelles on peut utiliser ce type d'alliage. Bien que ces alliages puissent être aisément fixés à un certain nombre de matières de soudage qui existent dans le commerce, les propriétés des soudures obtenues ne sont généralement pas satisfaisantes parce que les propriétés de soudage sont inférieures à celles de l'alliage de base. Par exemple, bien qu'on ne puisse pas aisément préparer l'alliage de 50% de chrome et 50% de nickel sous forme d'un fil, des soudures faites avec un fil de remplissage d'une composition exactement assortie, préparé par une technique de coulée particulière, ont tendance à la fissuration de la soudure. Ainsi, il existe un besoin pour une matière de soudure qui premièrement peut être préparée sous forme travaillée et notamment sous forme de fil métallique et deuxièmement qui est capable d'être utilisée pour produire de bonnes soudures dans des conditions imposant une restreinte sévère. De telles soudures doivent aussi posséder une résistance appropriée et des propriétés de résistance à la corrosion.

On a maintenant trouvé qu'on peut faire des soudures saines sur des alliages du type à 50% de chrome, 50% de nickel ainsi que sur un grande variété d'autres alliages au moyen d'un alliage de nickel-chrome dont la teneur en chrome est maintenue en dessous d'une quantité maximum critique et qui contient des additions particulières à la fois de titane et de carbone. L'alliage selon l'invention est sous forme travaillée et il est destiné à servir d'alliage de remplissage dans la soudure à arc de protégé par un gaz inerte.

Le présente alliage contient de 42% à 46% de chrome, de 0,1% à 1,8% de titane non combiné, de 0,01% à 0,1% de carbone et jusqu'à 0,1 % de magnésium, le solde à part des éléments fortuits et des impurétés étant le nickel.

Tous les pourcentages dans la présente description et les revendications sont en poids.

La teneur en chrome des alliages doit être maintenue comprise entre 42 et 46% pour donner la résistance à la corrosion requise, la résistance à une température élevée et le pouvoir d'être travaillée à chaud et à froid en un fil métallique. La teneur maximum en chrome de 46% est importante parce que au-dessus de cette quantité on ne peut pas travailler à froid ou à chaud les alliages avec succès. On observe la formation désavantageuse de craquelures pendant le travail à chaud par exemple de 1260 à 1090°C ou moins, des alliages contenant plus que 46% de chrome. On observe aussi la formation de craquelures lors du travail à froid. On pense que la bonne travaillabilité des présents alliages est due à ce qu'ils possèdent une microstructure austénitique essentiellement à une phase tandis qu'avec plus de 46% de chrome, surtout lorsque les alliages ont une teneur en titane relativement élevée les alliages possèdent une structure à deux phases comprenant l'austénite et le chrome alpha, et ce dernier est nuisible à la fois à la travaillabilité à chaud et à froid. Par exemple, dans le cas d'un alliage travaillé du commerce contenant 50% de chrome, 49% de nickel et 1 % de titane, il est nécessaire de recuire après chaque réduction afin de fabriquer des quantités même expériementales de fil métallique à cause de la présence des deux phases. Ce procédé de production d'un fil métallique n'est pas utile à l'échelle commerciale et pour cette raison seulement une composition travaillée essentiellement assortie d'un alliage de remplissage pour le soudage d'alliages du type à 50% de chrome, 50% de nickel n'est pas disponible.

Pour une résistance à la corrosion adéquate et pour une résistance mécanique les alliages doivent contenir au moins 42% de chrome.

Une teneur minimum en carbone de 0,01% et de préférence 0,02% est essentielle pour permettre la travaillabilité à froid adéquate des alliages. Les alliages contenant moins que cette petite quantité sont sujets aux craquelures pendant le laminage à froid et à une rupture à la traction pendant l'étirage. Cependant, la teneur en carbone ne doit pas dépasser 0,1 % pour éviter la formation de quantités excessives de carbure, de chrome et de titane. La formation du carbure de chrome cause un appauvrissement en chrome à la frontière des grains et peut conduire à la susceptibilité envers l'attaque corrosive. La formation de carbure de titane peut agir de manière à abaisser la teneur effective en titane de l'alliage de remplissage et ainsi nuire aux propriétés de sûreté de l'alliage (soundness).

En ce qui concerne la teneur en titane de 0,1 à 1,8% de titane non combiné, c'est-à-dire en plus de la quantité utilisée pour former le carbure de titane doit être présent. Pour assurer que tout le carbone soit fixé, en général cela exige une teneur globale en titane d'au moins 4 fois la teneur en carbone et la teneur globale en titane doit de préférence être au moins 6 fois la teneur en carbone des alliages. Le titane non combiné produit la résistance à la formation de craquelures de soudure et est bénéfique pour ce qui est de la désoxydation du bain de soudure.

En outre, contrairement à sa présence dans les alliages eux-mêmes le chrome alpha de deuxième phase à l'intérieur de dépôt de soudure est bénéfique du fait qu'il conduit à des soudures saines. La présence du titane dans les quantités indiquées favorise la deuxième phase et de préférence au moins 0,3% de titane non combiné est présent dans les alliages.

Bien que l'effet du titane ne soit pas pleinement compris on croit qu'il déplace le solvus gamma vers des teneurs plus basses en chrome nécessitant ainsi des températures plus élevées de dissolution pour produire une structure à une seule phase nécessaire pour la travaillabilité à chaud et à froid.

Ainsi, des quantités rleativement élevées de titane notamment dans des alliages contenant des quantités de chrome s'approchant de 46% ont tendance à conduire à la présence du chrome alpha de deuxième phase dans la masse microcristalline d'austénite ce qui peut causer la fissuration à la fois pendant le travail à chaud et à froid. Donc, de préférence la teneur en titane non combiné ne dépasse pas 1%. Cependant, dans

5

10

1S

20

25

30

35

40

45

50

55

60

65

3

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des soudures faites avec les présents alliages, il est avantageux d'avoir une petite quantité de chrome alpha présente dans la structure de la soudure pour assurer qu'elle soit exempte des craquelures de soudure. On croit que le chrome alpha qui avantageusement se forme dans le dépôt de soudure est apparenté à la ségrégation du titane en des sites interdentritiques et intergranulaires. On croit que la concentration du titane dans ces sites est responsable de la présence de chrome alpha dans le dépôt de soudure.

Des essais de corrosion ont montré que le titane est plus efficace que le chrome pour abaisser la vitesse de corrosion. Pour cette raison supplémentaire, le titane est essentiel dans les alliages en la quantité indiquée.

Bien que cela ne soit pas absolument essentiel on a trouvé qu'une petite addition de magnésium est bénéfique pour améliorer la travaillabilité à chaud des alliages. On doit ajouter pas plus que 0,1% et de préférence pas plus que 0,06% de magnésium du moment que des quantités excessives peuvent avoir comme résultat la fragilité à chaud pendant le travail à chaud. Lorsqu'on utilise la désoxydation au magnésium, on préfère que la teneur en carbone de l'alliage soit au-dessus d'environ 0,02% pour obtenir des réductions à froid dépassant environ 50% sans formation de craquelures. Ainsi, on préfère que le magnésium soit présent en une petite quantité, par exemple 0,005 % et que la teneur en carbone soit au-dessus d'environ 0,02% en présence de cet élément.

Le solde de l'alliage est le nickel en des quantités habituellement comprises entre environ 52% et environ 58%. Cet élément en association avec d'autres éléments que contient l'alliage est responsable pour communiquer la structure austénitique souhaitable (cubique à face centrée) à la masse micro-cristalline ainsi que d'autres propriétés physiques et métallurgiques avantageuses.

Pour ce qui est des autres éléments, l'expression «éléments fortuis» englobe des éléments désoxydant et de nettoyage et d'autres éléments ajoutés tels qu'ils le sont en quantité bien connue du métier. Des petites quantités d'impuretés associées aux alliages de ce type mais qui n'ont pas d'effet nuisible sur les propriétés de base des alliages peuvent aussi être présentes. Celle-ci comprennent l'aluminium, le cobalt, le niobium, le cuivre, le fer, le manganèse, le molybdène et le silicium qui tous peuvent être présents en petites quantités mais de préfé-5 rence pas plus que 0,2 % de chacun. En outre, le bore et le zirconium ne doivent pas dépasser 0,01% chacun et le soufre et le phosphore ne doivent pas dépasser 0,02% chacun. En outre, on préfère maintenir l'azote qui peut former du nitrure de chrome dans les alliages et l'oxygène à un niveau bas. On io peut le faire en choisissant soigneusement les composants à fondre et de préférence en faisant fondre les alliages sous vide. Avantageusement, on maintient l'azote en dessous de 0,08% et de préférence à la fois l'azote et l'oxygène en dessous de 0,05 % chacun. Le cérium a un effet nuisible marqué sur la is travaillabilité à chaud et la présence de même des petites quantités de cet élément est à éviter.

Avantageusement, la quantité totale des éléments autres que le nickel, le chrome, le titane, le magnésium et le carbone ne dépasse pas 1 %.

20 Les exemples suivants illustrent l'invention.

Exemple 1

Cet exemple illustre la travaillabilité à chaud des présents alliages (nos. 1 à 10) comparé aux alliages hors de l'invention 25 (A à E). Les teneurs en titane indiquées sont le titane global.

On a préparé des masses fondues des alliages par induction sous vide dans un four d'une capacité de 15 kg garni intérieurement de magnésie. On a chauffé du nickel électrolytique, du chrome de qualité à vide et 0,05% de carbone jusqu'à 1593°C 30 sous vide et on a désoxydé en ajoutant une petite quantité d'alliage maître de silicium-manganèse suivie de titane et d'aluminium. On a rempli à l'arrière la chambre du four avec de l'argon jusqu'à une pression absolue de 0,05 N/mm2 (>/2 atmosphère) puis on a ajouté le carbone et le magnésium 35 supplémentaires éventuels. On a versé les masses fondues dans des moules de fer coulé pour obtenir des lingots de sections carrées de 102 mm ayant les compositions indiquées dans le tableau I.

Tableau I

Composition (Solde = Nickel)

Alliage No.

Cr

Ti

C

Al

Si

Mn

Autres

1

42,9

0,59

0,040

2

42,7

0,65

0,045

3

44,3

0,37

0,015

4

45,7

0,70

0,042

5

43,6

0,73

0,010

6

43,6

0,72

0,050

<0,01

0,17

0,016 Mg

7

42,7

0,30

0,017

0,07

0,06

8

44,4

0,41

0,037

0,02

0,07

0,08

0,034 Mg

9

42,9

1,30

0,048

0,09

0,06

0,07

0,012 Mg

10

43,7

1,33

0,019

0,10

0,06

0,07

0,015 Mg

A

49,5

nul

0,002

nul

0,01

0,002

0,012 Ce,

<0,001 Zr

B

49,0

0,80

(0,03)*

(0,05)*Mg

C

45,4

nul

(0,03)*

(0,05)*Mg

(0,05)*Zr

D

42,6

nul

(0,03)*

(0,05)*Mg

(0,05)*Zr

E

46,4

0,59

0,012

0,09

0,08

0,05

0,008 Mg

* La paranthèse indique la composition nominale.

On a établi les propriétés de travaillabilité à chaud en examinant pour des craquelures. Les lingots carrés de 102 mm étaient trempés pendant 3 h à 1260°C, forgés en des billettes carrées de 51 mm sans chauffage intermédiaire, chauffés de nouveau jusqu'à 1260°C pendant 1 h et laminés à chaud en une barre carrée de 15,9 mm laminée à chaud en 12 passes.

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Les alliages Nos 1 à 10 selon l'invention présentaient d'excellentes propriétés de travaillabilité à chaud et étaient facilement réduits depuis un lingot carré de 102 mm de section jusqu'à une barre carrée de 15,9 mm de section (tableau II).

Par contre, les alliages A, B et E qui étaient des alliages hors de l'invention présentaient divers degrés de susceptibibilité envers la formation de craquelures pendant le travail à chaud.

Tableau II Travaillabilité d'alliages de nickel-chrome

Alliage

Cr

Ti

C

Travaillabilité

Laminage à froid

Etirage à froid

No

%

à chaud

% de réduction

1

42,9

0,59

0,040

bonne

96

65

2

42,7

0,65

0,045

bonne

96

65

3

44,3

0,37

0,015

bonne

96

65

4

45,7

0,70

0,042

bonne

96

65

5

43,6

0,73

0,010

bonne

96

65

6

43,6

0,72

0,050

bonne

96

65

7

42,7

0,30

0,017

bonne

96

65

8

44,4

0,41

0,037

bonne

96

65

9

42,9

1,30

0,048

bonne

96

65

10

43,7

1,33

0,019

légère fissuration

71

65

A

49,5

nul

0,002

s'est brisé

B

49,0

0,80

(0,03)

s'est brisé

C

45,4

nul

(0,03)

bonne

96

65

D

42,6

nul

(0,03)

bonne

96

65

E

46,4

0,59

0,012

légère fissuration

L'alliage A dans le tableau II, qui est exempt de titane et qui contient de cérium et qui est représentatif d'un alliage coulé contenant 50% de chrome, 50% de nickel ne pouvait pas être travaillé à chaud de manière appropriée. L'alliage B contenant 49% de chrome était sujet à la rupture pendant l'opération initiale de travail à chaud malgré l'addition de 0,8% de titane. Ces résultats illustrent clairement la difficulté associée à la préparation d'un alliage travaillé contenant 50% de chrome et 50% de nickel.

En réduisant la teneur en chrome jusqu'à 45,4% et 52,4% comme dans les alliages C et D respectivement dans le tableau II mais sans ajouter de titane on a obtenu des alliages présentant une travaillabilité à chaud acceptable mais on a trouvé (voir exemple 3) que ces alliages étaient inacceptables comme ailliages de remplissage.

L'alliage E a une composition très voisine de celle du présent alliage de remplissage puisqu'il contient 46,4% de chrome, ce qui n'est que 0,4% de plus que la limite supérieure pour le chrome. L'essai de travaillabilité à chaud a montré des craquelures dans le lingots qui étaient suffisamment profondes pour exclure le meulage pour les enlever, confirmant ainsi qu'il faut des teneurs en chrome en dessous de 46% pour une travaillabilité à chaud acceptable.

Exemple 2

Cet exemple décrit les propriétés de travail à froid des présents alliages et montre aussi l'effet du titane sur la travaillabilité à froid.

On a conduit des essais de travaillabilité à froid sur une barre carrée de 15,9 mm de section qu'on avait recuite pendant 1 h à 1260°C puis qu'on avait trempée à l'eau. Le travail à froid consistait en 16 passes dans un laminoir ayant des rouleaux de 203 mm de diamètre suivi d'un travail à froid additionnel jusqu'à une barre carrée de 3,2 mm de section en 13 passes dans un laminoir ayant des rouleaux de 102 mm diamètre.

D'autres essais de la possibilité du travail à froid consistaient à réduire la section de la barre carrée de 3,2 mm de section jusqu'à une barre ronde de 2,5 mm puis l'étirage à travers 5

étampes de diamant progressivement plus petites pour obtenir un fil de 1,6 mm de diamètre. Le pourcent de réduction qui se 30 produisait pendant chaque étape du procédé de travail à chaud était noté. Une réduction maximum par laminage à froid, de 96% et une réduction maximum d'étirage à froid de 65% étaient utilisées. Dans les résultats notés pour ces essais, lorsqu'on indique que le pourcent de réduction est inférieur à 96% pour le laminage à froid ou 65 % pour l'étirage, cela représente la réduction maximum après laquelle il se produit des craquelures ou des crevasses à la surface de la barre ou du fil. A titre de comparaison, un alliage travaillé contenant 50% de chrome, 49% de nickel, 1% de titane ne pouvait être travaillé à froid que d'environ 30% dans ces conditions avant qu'il se forme des craquelures. On a nettoyé le fil des opérations de travail à froid pour enlever les oxydes à la surface et les lubrifiants résiduels avant de l'utiliser comme fil de soudure.

Les alliages 1 à 9 ont présenté des propriétés satisfaisantes de laminage et d'étirage à froid et on pouvait les laminer à froid de 96% et les étirer de 65% sans qu'ils présentent de défauts (tableau II).

L'alliage No 10 qui contenait 1,33% de titane présentait des propriétés satisfaisantes de travail à chaud. Cependant, bien so que sa travaillabilité à froid soit acceptable, pendant l'opération de laminage à froid il était sujet à la formation de craquelures après 71% de réduction (tableau II). On attribuait ceci à la teneur plus élevée en titane et à la teneur plus basse en carbone (0,019% de carbone) puisque l'alliage No 9 qui vait ss pratiquement la même composition, mais qui contenait 0,048 % de carbone pouvait être laminé à froid de manière plus satisfaisante. Cela confirme que la teneur en carbone doit être de préférence au-dessus de 0,02% et que la teneur en titane doit être de préférence en dessous de 1% (non combiné) 60 pour une travaillabilité à froid optimum.

Exemple 3

Cet exemple montre la soudabilité des présents alliages lorsqu'on les utiles comme alliages de remplissage pour faire 6S des joints soudés entre deux parties d'une plaque de base de 15,9 mm d'épaisseur ayant la composition indiquée dans le tableau III.

40

5

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Tableau III

Plaque

(%)

de base

Cr

Ti c

Si

Fe

Ni

F

50,3

1,0

0,045

0,06

0,24

solde

G

37

0,5

-

18

solde

On a préparé des morceaux d'une plaque de 15,9 mm d'épaisseur X76,2 mm de largeur X203 mm de longueur produite à partir d'un alliage fondu du commerce pour le soudage en biseautant un des bords de 203 mm à un angle de 60°. On a meulé une face de base de 2,4 mm sur le bord biseauté. On a placé deux plaques biseautées à un écartement de 3,2 mm et on les a serrées contre une platine d'acier de 76,2 mm d'épaisseur pour les retenir.

On a alors soudé les plaques en utilisant les alliages de remplissage indiqués dans le tableau IV.

Tableau IV

Soudabilité des alliages de nickel-chrome dans une plaque de 15,9 mm

Plaque de base No

Alliage No

Cr

%

Ti

%

c

%

à 10X

Résultat de l'éxamen à500x

F

1

42,9

0,59

0,040

Tout à fait bonne

F

2

42,7

0,65

0,045

Tout à fait bonne

F

3

44,3

0,37

0,015

Tout à fait bonne

F

4

45,7

0,70

0,042

Tout à fait bonne

G

5

43,6

0,73

0,010

Tout à fait bonne

G

6

43,6

0,72

0,050

Tout à fait bonne

F

7

42,7

0,30

0,017

Une craquelure de

0,79 mm dans 6 faces

G

8

44,4

0,41

0,037

Tout à fait bonne

F

C

45,4

nul

(0,03)

Craquelure sévère

F

D

42,6

nul

(0,03)

Craquelure sévère

No 7 et ceux obtenus sur l'alliage No 2 montre que lorsqu'on augmentait légèrement les teneurs en titane et en carbone il n'y avait pas de signe de susceptibilité envers la formation de 30 craquelures dans le métal de soudure. Ainsi, les résultats obtenus avec l'alliage No 7 montrent que des alliages ayant des teneurs en carbone et en titane sensiblement au-dessus des valeurs minimums indiquées pour les présents alliages sont préférés.

35

Exemple 4

Les propriétés à la traction des joints soudés préparés avec les présents alliages (voir exemple 3) sont indiquées dans le tableau V. Les propriétés à la traction des échantillons pré-

Pour ce qui est des soudures produites dans la plaque de base F, celles préparées avec les alliages No 1 à 4 étaient tout à fait bonnes (sound). La soudure effectuée avec l'alliage No 7 était acceptable mais contenait une petite craquelure d'une longueur d'environ 0,8 mm dans les 6 faces transversales examinées.

On a considéré que cet alliage était maigre puisqu'il contenait le chrome de titane et le carbone à la limite inférieure de la gamme pour le présent alliage de remplissage.

Pour ce qui est des soudures produites dans la plaque de base G, celles préparées avec les alliages No 5, 6 et 8 étaient exemptes de craquelures et cela montre l'utilité des présents alliages pour le soudage de métaux autres que l'alliage de type contenant 50% de chrome et 50% de nickel pour lequel il était 40 parés à partir de tranches transversales découpées des joints destiné à l'origine.

Les joints soudés dans l'alliage de base F contenant 50% de Cr, 49% de Ni et 1% de Ti préparés avec les alliages C et D qui étaient exempts de titane et donc hors de l'invention présentaient des craquelures sévères de la soudure. Ces essais ont démontré la nécessité du titane dans les présents alliages de remplissage afin d'éviter la formation de craquelures dans la soudure. La comparaison des résultats obtenus sur l'alliage

45

soudés étaient équivalentes à celles présentées par un alliage contenant 50% de chrome et 50% de nickel. Une fracture avait lieu dans le dépôt de soudure: cependant, les valeurs à la traction obtenue étaient équivalentes à celles trouvées pour l'alliage de base. Les soudures faites avec les alliages No 5 et 6 dans l'alliage de base B avaient la même résistance caractéristique et la même ductilité que celles trouvées lors d'essais sur un alliage de base contenant 50% de chrome et 50% de nickel.

Tableau V Propriétés à la traction des joints soudés

Plaque de

Alliage

Température

Y.S.

U.T.S.

El (dans 25 mm)

R.A.

Site de la base No

No d'essai

(°C)

0,2% (N/mm2)

(N/mm2)

%

(%)

fracture

F

2

21,1

518

728

18,0

38,0

soudure

760

308

416

29,0

soudure

F

3

21,1

558

801

15,0

35,0

soudure

760

258

402

18,0

21,5

soudure

F

4

21,1

528

752

18,0-

45,0

soudure

760

289

392

13,0

15,5

soudure

G

5

21,1

487

727

20,0

42,0

soudure

760

339

451

16,0

34,0

soudure

G

6

21,1

486

725

34,0

42,5

*

F

7

21,1

493

714

16,0

37,5

soudure

760

279

387

11,0

21,5

soudure

-

Alliage

21,1

503

1027

19,0

24,0

de base

760

252

374

35,0

39,5

* L'échantillon d'essai était entièrement en métal de soudure

619491

Y.S. = tension de fluage U.T.S. = résistance à la traction R.A. = réduction de section El = allongement

Exemple 5

Les excellentes propriétés de rupture par contrainte des dépôts de soudure faits avec le présent alliage sont indiquées dans cet exemple. On a usiné des échantillons pour la rupture par contrainte entièrement en métal de soudure à partir des soudures faites (voir exemple 3) avec les alliages de remplissage No 6 et No 8 dans la plaque de base G; le tableau VI montre que la durée de vie jusqu'à la rupture par contrainte des dépôts de soudure était bien supérieure aux valeurs publiées pour une plaque de base contenant 50% de chrome et 50% de nickel.

Tableau VI Propriétés à la rupture par contrainte

Alliage

Contrainte (N/mm2)

Température (°C)

Vie (h)

Allongement R.A. (25 mm) (%) (%)

6

103,4

871

42

4,8 9,7

6

66,2

871

436

5,6 5,1

6

49,6

871

1471

4,8 3,5

8

10,3

982

6500+

(encore à l'essai)

Alliage base travaillé (1)

20,7

871

100

13,8

871

1000

10,3

982

100

6,9

982

1000

(1) «Alloy Digest», février 1969.

Exemple 6

Cet exemple illustre la résistance à la corrosion des soudures faites avec les présents alliages. On a évalué la résistance à la corrosion des dépôts de soudure dans un milieu qui était des cendres de charbon synthétique. Pour cet essai, on a placé des échantillons de métal de soudure de 5,1 mm de diamètre X 25,4 mm de long dans des nacelles en alumine pour la combustion entourées par des cendres de charbon synthétique bien tassées et on les a exposées à un gaz de cheminée à 649 °C pendant 240 h.

La cendre de charbon synthétique contenait en % en poids: 33,6% de Na2S04,41,3% de K2SO4 et 25,1% deFezOs. Le gaz de fumée synthétique contenait en % en volume: 14% de CO2, 3,3% d'Û2, 0,26% de SO2, le solde étant N2. Le débit du gaz de cheminée était 0,5 cm3/s. Le tableau VII montre que des soudures de la composition préférée présentent une résistance à la corrosion légèrement meilleure qu'une plaque de base contenant 50% de chrome et 50% de nickel. Cela illustre l'excellente résistance à l'attaque corrosive des dépôts de soudure fait avec des métaux de remplissage des présents alliages dans des milieux qui représentent ceux qu'on pense rencontrer lors du service.

Tableau VII

Perte en poids dans des cendres de charbon synthétique Alliage No Perte en poids mg/cm2

2 20,5

3 122,6

4 48,9 6 105,3

Plaque de base 148,5

Bien que la présente invention s'applique principalement à la soudure d'alliage du type contenant 50% de chrome et 50% de nickel, on peut aussi l'utiliser pour joindre d'autres alliages tels que ceux qui contiennent environ 15 % à 60% de chrome jusqu'à environ 40% de fer, le solde étant pratiquement du nickel et des éléments d'addition pour l'alliage. L'alliage de remplissage peut aussi être utilisé pour recouvrir l'acier et d'autres métaux pour donner des couches de surface ayant de meilleures propriétés à la corrosion et à l'oxydation. Les présents alliages sont particulièrement utiles pour les industries chimiques et énergétiques pour souder des articles tels que des récipients de réacteurs pour les liquides de traitement pour des pâtes de papier, des radiateurs de raffinerie de pétrole, des installations pour manier l'acide nitrique, des composants pour des incinérateurs, des fours pour le traitement thermique métallurgique, des appareils de chauffauge qui fonctionnent au mazout résiduel, des chicanes exposées au feu direct, des écrans de support de tubes surchauffants, etc.

Certains alliages sont connus qui ont des compositions analogues à celles de la présente invention et qui présentent un comportement superplastique, c'est-à-dire un allongement de plus qu'environ 200% lors d'essais à la traction à température élevée et caractérisé par une micro-structure à deux phases associée à une finesse ultra-fine des grains. Les présents alliages se distinguent des alliages superplastique n'est pas désiré dans l'alliage de remplissage de la présente invention pendant le traitement.

6

s

10

15

20

25

30

35

40

45

B

Claims

619491

2

REVENDICATIONS

1. Alliage de remplissage pour le soudage à l'arc protégé par un gaz inerte, caractérisé en ce qu'il est à l'état travaillé et contient de 42 à 46% de chrome, de 0,1 à 1,8% de titane non combiné, de 0,01 à 0,1 % de carbone et de 0 à 0,1 % de magnésium, le solde à part les éléments fortuits et les impuretés étant le nickel.
2. Alliage selon la revendication 1, contenant au moins 0,02% de carbone.
3. Alliage selon la revendication 1 ou 2, contenant au moins 0,3% de titane non combiné.
4. Alliage selon la revendication 1 ou 2 dans lequel la teneur globale en titane est au moins six fois la teneur en carbone.
5. Alliage selon l'une des revendications précédentes ne contenant pas plus de 1 % de titane non combiné.
6. Alliage selon l'une des revendications précédentes ne contenant pas plus de 0,06% de magnésium.
7. Alliage selon la revendication 1, caractérisé en ce qu'il est sous forme de fil de soudure.
8. Utilisation de l'alliage de remplissage selon la revendication 1 pour souder un alliage ayant la composition nominale: 50% de chrome, 49% de nickel et 1% de titane.