FR2642437A1 - Acier austenitique a resistance amelioree vis-a-vis du gonflement induit par les neutrons et a la fragilisation par l'helium - Google Patents

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Abstract

Le but de l'invention est de proposer un acier austénitique qui présente simultanément une résistance élevée au gonflement et une ductilité élevée après irradiation. Cet acier doit convenir notamment pour la fabrication d'éléments constitutifs de coeurs de réacteurs de surgénérateurs rapides et doit présenter une grande stabilité dans le temps. Ce problème est résolu grâce à un acier austénitique à résistance améliorée vis-à-vis du gonflement induit par les neutrons, qui est constitué de : 26 - 33 % de Nickel 11 - 14 % de Chrome 1,7 - 2,1 % de Molybdène 0,4 - 0,8 % de Vanadium 0,4 - 0,8 % de Silicium 0 - 0,4 % de Niobium 0,3 - 0,6 % de Titane 0,1 - 0,2 % d'Aluminium au maximum 0,5 % de Manganèse 0,03 - 0,05 % de Zirconium 0,02 - 0,08 % d'Azote 0,02 - 0,06 % de Carbone 0,01 - 0,06 % de Phosphore 0,004 - 0,008 % de Boreet le reste étant du fer avec des impuretés éventuelles.

Description

"Acier austénitique à résistance améliorée vis-à-vis du gonflement induit
par les neutrons et à la fragilisation par l'hélium"
Description
L'invention concerne un acier austénitique à résistance améliorée vis-àvis du gonflement induit
par les neutrons et à la fragilisation par l'hélium.
Les matériaux de structure nucléaire des réacteurs nucléaires, notamment des surrégénérateurs rapides ont tendance à gonfler sous l'action du rayonnement neutronique. En outre, de l'hélium est inséré dans le matériau, diffuse aux joints de grain
et conduit à une fragilisation du matériau.
Par le DE-OS 30 11 432, on connaît un alliage fer-nickel-chrome à résistance améliorée au gonfle-ment, dont la composition est donnée dans le
tableau I.
T A B L E A U I
Composition de l'alliage selon le DE-OS 30 11 432.
Intervalle teneur préférée de composition en % en % Nickel 33 - 39,4 37 Chrome 7,5 - 16 12 Niobium 1,5 - 4 2,9 Silicium 0,1 - 0,7 0,2 Zirconium 0, 01 - 0,2 0,05 Titane 1 - 3 1,75 Aluminium 0,2 - 0,6 0,3 Carbone 0,02 - 0, 1 0,03 Bore 0,002 - 0,015 0,005 Manganèse 0,05 - 0,4 0,2 Fer Reste Reste Cet alliage comporte des phases gamma-prime (t ') ou gamma-seconde (y "). Or il s'est avéré que ces phases ne sont pas stables au rayonnement. La ductilité de ces matériaux après irradiation n'est pas suffisante. Par une publication d'un rapport de réunion de K. Ehrlich et K. Anderko, IAEASM-284/17, Lyon (France), 22-26 juillet 1985, on connaît, sous la désignation B 801, un alliage qui a la composition
donnée dans le tableau II.
T A B L E A U II
Composition de l'alliage selon IAEA-SM-284/17.
Carbone 0,01 % Chrome 11,1 % Nickel 30,5 % Molybdène 2,0 % Vanadium 0,7 % Silicium 0,6 % Manganèse 0,39 % Bore 0,0055 % Azote 0,11 %
Cet alliage présente un comportement favora-
ble au gonflement, mais on n'a pas d'indications sur
sa ductilité après irradiation.
Le but de l'invention est de proposer un acier austénitique qui présente, en même temps qu'une résistance élevée au gonflement, une ductilité élevée après irradiation. Cet acier doit notamment convenir pour la fabrication d'éléments constitutifs du coeur de réacteur de surgénérateurs rapides et présenter une
stabilité de longue durée.
Ce problème est résolu, selon l'invention grace à un acier austénitique qui a la composition
indiquée dans le tableau III.
T A B L E A U III
Composition de l'acier de l'invention.
Intervalle Teneur préférée de composition en % en % Nickel 26 - 33 29,5 30,5 Chrome 11 - 14 11 - 12 Molybdène 1,7 - 2,1 1,8 - 2,0 Vanadium 0,4 0,8 0,6 - 0,7 Silicium 0,4 - 0,8 0,5 - 0,7 Niobiumr 0,0 - 0,4 0,2 - 0,3 Titane 0,3 - 0,6 0,3 - 0,4 Aluminium 0,. - 0,2 0,1 - 0,2 Manganèse maximum 0,5 maximum 0,3 Zirconium 0,03 - 0,05 0,03 - 0,05 Azote 0,02 - 0, 08 0,02 - 0,08 Carbone 0,02 - 0,06 0,02 - 0,04 Phosphore 0,01 - 0,06 0,0_ - 0,05 Bore 0,004 - 0,008 0,006 - 0,007 Fer Reste - Reste Pour obtenir les propriétés avantageuses de
l'acier selon l'invention, il est essentiel que celui-
ci ait une teneur relativement élevée en nickel et une teneur en chrome plus faible d'un facteur 2,3 à 2,7 que la teneur en nickel, et présente une précipitation finement dispersée de carbonitrures stables et un renforcement des joints de grain par des borures avec
addition de zirconium.
L'acier selon l'invention n'a pas tendance à
gonfler sous l'effet de l'irradiation neutronique.
Simultanément, sa ductilité après irradiation n'est
pas réduite de manière significative.
La valeur élevée de ductibilité est obtenue en ce que l'hélium formé dans le matériau à partir du rayonnement a est maintenu sur le lieu de sa formation et ne peut pas diffuser vers les joints de grain. Cet effet est consécutif à la précipitation finement dispersée de phases nitrure, carbure et/ou carboni- trure créant ainsi dans le réseau un grand nombre de
défauts sur lesquels se fixe l'hélium.
On ajoute les éléments bore et zirconium pour stabiliser les précipitations aux joints de grain. Cette addition correspond à une deuxième mesure de sécurité vis-à-vis de l'effet fragilisant de
l'hélium dans le matériau.
L'acier conforme à l'invention doit être soumis, lors de sa transformation, à au moins une
étape finale de déformation à froid.
De préférence, on termine la transformation
par une dernière déformation à froid de 13 à 16 %.
Ceci permet d'améliorer encore la résistance au gonflement. Il s'est avéré que les phases finement dispersées de carbonitrure susmentionnées sont obtenues avant tout par l'addition de titane, de
vanadium et de silicium.
L'addition de niobium et surtout d'aluminium
et de zirconium permet de renforcer encore cet effet.
L'addition simultanée de zirconium et de bore permet d'empêcher l'agglomération des précipitations aux
joints de grain lors de l'usinage du matériau.
L'invention sera décrite plus en détails à l'aide des exemples de précipitation ci-après:
Exemple i
On a fondu une charge de 20 kg dans un four àinduction sous vide. On a ajouté chaque élément sous forme élémentaire; on a ajouté l'azote et le carbone
sous forme de nitrure et carbure de fer.
On a refondu ensuite la charge dans un four à arc sous vide, puis on a tout d'abord effectué un forgeage préalable à environ 1150'C et ensuite un forgeage à 1000'C. On a homogénéisé le matériau pendant 1 heure à 1100C. Ensuite, on a effectué des traitements d'usinage au tour et de finition, ainsi
qu'un contrôle de criqueE.
On a déterminé par analyse la composition suivante: Fe 55,1 % Ni 29,5 % Cr 11,2 % Mo 1,9 % V 0,63 % Si 0,54 % Nb C,34 % Ti 0,31 % Al 0,16 % Mn 0, 1 % Zr 0,041 % N 0,025 %
C 0,022 % P 0,014 % B 0,006 %
Exemple 2
A l'aide du matériau de l'Exemple I, on a réalisé un crayon de combustible de diamètre extérieur de 6 mm et d'épaisseur de paroi de 0,38 mm en mettant en oeuvre les étapes de procédé suivantes: - déformation à froid d'environ 50 % suivie d'une recristallisation à 1075 C/3min en 10 cycles environ jusqu'aux dimensions d'ébauche, - avant dernière déformation à froid de 50 %, - dernière recristallisation à 950'C/30 min,
- dernière déformation à froid de 13 à 60 %.
Exemple 3
On a fabriqué de manière analogue au procédé de l'exemple 2 de petits disques d'un diamètre de 3 mm et d'une épaisseur de 0,18 mm et on les a irradiés dans un "Variable Energy Cyclotron" (VEG). On a tout d'abord incorporé probablement environ 17,5 appm d'hélium, de façon à simuler la transmutation de l'hélium pendant une irradiation neutronique. Ensuite, on -a effectué un bombardement à 575'C avec des ions Ni6+ de 66 MeV jusqu'à une dose d'environ 70 dpa 10% (= 64 dpa NRT). Comme, dans la technique utilisée, la couche la plus endommagée se trouve à une profondeur d'environ 3,5 pm, on a enlevé la couche supérieure par polissage sous vibrations. Pour étudier les
échantillons au microscope électronique par trans-
mission, on les a amincis à l'aide du procédé "back thinning". On a évalué le diamètre des pores et la concentration en pores des photos des zones comportant des pores et on a calculé le gonflement volumique en %. La valeur pour l'alliage de l'Exemple 1 s'est
élevée au maximum à 0,2 %.
Exemple 4
On a préparé selon l'exemple 2 des éprouvettes estampées avec les dimensions suivantes: x 4 x 0,5, et on les a bombardées après les avoir placées dans une capsule d'irradiation remplie de sodium à une température de T = 650'C, jusqu'à une dose de neutrons d'environ 1022n/cm2 ce qui a permis d'accumuler environ 68 appm d'hélium. Après irradiation, on a testé les éprouvettes dans des cellules chaudes, du point de vue de la traction et du fluage. L'allongement à la rupture mesuré à une température d'essai de 700 C s'est élevé à A = 16,8 % dans l'essai de traction et à A = 11 % dans l'essai de fluage (pour une durée d'épreuve de 2000 heures environ). 8-

Claims (2)

R E V E N D I C A T I O N-S
1 ) Acier austénitique à résistance améliorée vis-à-vis du gonflement induit par les neutrons, caractérisé en ce qu'il est constitué de: 26 - 33 % de Nickel 11 - 14 % de chrome 1,7 - 2,1 % de Molybdène 0,4 - 0,8 % de Vanadium 0,4 - - 0,8 % de Silicium 0 - 0,4 %de Niobium 0,3 - 0,6 % de Titane 0,1 - 0,2 % d'Aluminium au maximum 0,5 % de Manganèse 0,03 - 0,05 % de Zirconium 0,02 - 0,08 % d'Azote 0,02 - 0,06 % de Carbone 0,01 0,06 % de Phosphore 0,004 - 0,008 % de Bore
et le reste étant du fer avec des impuretés éven-
tuelles.
2") Acier austénitique selon la revendi-
cation 1, caractérisé en ce qu'il est constitué de: 29,5 - 30,5 % de Nickel 11,0 - 12,0 % de Chrome 1,8 - 2,0 % de Molybdène 0,6 - 0,7 % de Vanadium 0,5 - 0,7 % de Silicium 0,2 - 0,3 % de Niobium 0,3 - 0,4 % de Titane 0,1 - 0,2 % d'Aluminium au maximum 0,3 % de Manganèse 0,03 - 0,05 % de Zirconium
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