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Procédé de fabrication d'une bande mince en alliage magnétique doux et
bande obtenue
La présente invention est relative à la fabrication de bande en alliage
magnétique
doux du type fer-cobalt.
De nombreux équipements électrotechniques comportent des pièces magnétiques
et notamment des culasses magnétiques réalisées dans des alliages magnétiques
doux.
C'est le cas en particulier des génératrices électriques embarquées dans des
véhicules
notamment dans le domaine de l'aéronautique, du ferroviaire ou de
l'automobile.
Généralement, les alliages utilisés sont des alliages du type fer-cobalt et
notamment des
alliages comportant à peu près 50% en poids de Cobalt. Ces alliages présentent
l'intérêt
d'avoir une très forte induction à saturation, une perméabilité élevée à des
inductions de
travail égale ou supérieure à 1,6 Tesla et une résistivité assez forte
permettant une
réduction des pertes en courant alternatif et à haute induction. Lorsqu'ils
sont d'usage
courant, ces alliages ont une résistance mécanique correspondant à une limite
d'élasticité
comprise entre 300 et 500 MPa environ. Cependant, pour certaines applications,
il est
souhaitable de disposer d'alliages à haute limite élastique dont la limite
d'élasticité peut
atteindre ou dépasser 600 MPa, voire même dans certains cas 900 MPa. Ces
derniers
alliages dits HLE sont particulièrement utiles pour réaliser des alternateurs
miniaturisés
embarqués sur des avions. Ces alternateurs sont caractérisés par des vitesses
de
rotation très élevées pouvant dépasser 20 000 tr/min qui nécessitent une
grande
résistance mécanique des pièces constituants les culasses magnétiques. Afin
d'atteindre
les caractéristiques des alliages à haute limite d'élasticité, il a été
proposé dans différents
brevets d'ajouter différents éléments d'alliage tels que le Niobium, le
Carbone et le Bore
notamment.
Tous ces matériaux contenant de 15 à 55% en poids de cobalt, qu'ils aient une
composition Fe-Co approximativement équi-atomique, ou qu'ils contiennent
beaucoup
plus de fer que de cobalt, doivent être soumis à un recuit adapté pour obtenir
les
propriétés d'emploi souhaitées, et notamment un bon compromis entre les
caractéristiques mécaniques et les caractéristiques magnétiques recherchées en
fonction
des usages auxquels ils sont destinés. Pour ces alliages, il est connu, bien
établi, et
pratiqué que les pièces électrotechniques (stators, rotor et autres profils
divers) sont
découpées dans des bandes en matériau écroui obtenues par laminage à froid
jusqu'à
l'épaisseur finale. Après découpe, les pièces sont systématiquement soumises,
en
dernière étape, à un recuit de type statique pour régler les propriétés
magnétiques. On
entend par recuit statique dans l'état de l'art des alliages Fe-Co, un
traitement thermique
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au cours duquel on maintient les pièces découpées au dessus de 200 C pendant
au
moins 1 heure et on les fait passer par une température supérieure ou égale à
700 C, à
laquelle on impose un palier. On entend par palier une période de temps d'au
moins 10
minutes pendant laquelle la température varie au plus de 20 C au-dessus ou en-
dessous
d'une température de consigne. Dans ce traitement, les montées et descentes
entre
l'ambiante et le palier prennent en général un temps d'au moins 1 heure en
régime de
production industrielle. De ce fait, un traitement de recuit statique
industriel,
permettant une bonne optimisation des performances magnétiques, comprend pour
cela
un palier de température de une à plusieurs heures : le recuit statique
prend donc
plusieurs heures.
D'une façon connue en elle-même de l'homme du métier, le laminage à froid est
effectué sur des bandes d'épaisseur généralement de l'ordre de 2 à 2,5mm,
obtenues par
laminage à chaud puis soumises à une hypertrempe. Celle-ci permet d'éviter en
très
grande partie la transformation ordre/désordre dans le matériau qui, de ce
fait, reste
presque désordonné, mais peu changé par rapport à son état structural à
température
supérieure à 700 C. Du fait de ce traitement, le matériau peut, ensuite, être
laminé à froid
sans encombre jusqu'à l'épaisseur finale.
Les bandes ainsi obtenues ont alors une ductilité suffisante pour pouvoir être
découpées par découpage mécanique. Aussi, lorsqu'ils sont destinés à fabriquer
des
culasses magnétiques constituées d'empilement de pièces découpées dans des
bandes
minces, ces alliages sont vendus aux utilisateurs sous forme de bandes à
l'état écroui.
L'utilisateur découpe alors les pièces, les empile et assure le montage ou
l'assemblage
des culasses magnétiques, puis effectue le traitement thermique de qualité
nécessaire
pour obtenir les propriétés recherchées. Ce traitement thermique de qualité
vise à obtenir
un certain développement de la croissance des grains après recristallisation,
car c'est la
taille de grain qui fixe le compromis entre performances mécaniques et
magnétiques.
Selon les pièces considérées de la machine électrotechnique, les compromis de
performances, et donc les traitements thermiques, peuvent être différents.
Ainsi, en
général, les stators et rotors de génératrices de bord aéronautique sont
découpés
ensemble dans la même portion de bande afin de minimiser les chutes de métal.
Mais, le
rotor subit un traitement thermique favorisant des performances mécaniques
assez
élevées, typiquement une température inférieure à 800 C, tandis que le stator
subit un
traitement thermique optimisant les performances magnétiques (donc à plus
forte taille
moyenne de grain) typiquement une température supérieure à 800 C.
De plus, ce traitement thermique de qualité peut comporter pour chaque type de
pièce découpée, deux recuits, l'un pour ajuster les propriétés magnétiques et
mécaniques
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comme on vient de le voir et l'autre pour oxyder les surfaces des tôles afin
de réduire les
pertes magnétiques inter-laminaires. Ce deuxième recuit peut aussi être
remplacé par un
dépôt d'une matière organique, minérale ou mixte.
Les inconvénients de la technique selon cet art antérieur sont multiples et on
citera
en particulier :
- la nécessité de changer d'alliage (compliqué, stock plus importants, plus
couteux)
lorsqu'on souhaite atteindre des limites élastiques d'au moins 500 à 600MPa ;
en effet
l'alliage FeCo connu par l'homme du métier pour convenir à la plupart des
applications
électrotechniques, peut atteindre des propriétés magnétiques douces telles que
un
champ coercitif de 0,4 à 0,6 Oe ( 32 à 48 A/m) lorsque le recuit est réalisé à
au moins
850 C et aussi peut atteindre une limite élastique de 450-500MPa lorsque la
température de recuit est abaissée en dessous de 750 C ; dans tous les cas la
limite
élastique n'atteint jamais 600MPa sur le même alliage ; pour y parvenir
d'autres
alliages, légèrement différents en composition, utilisant notamment des
précipités ou
2nde phase, doivent être utilisés ;
- la nécessité pour l'utilisateur de recuire toutes les pièces découpées
(que la nuance
soit à haute limite élastique (HLE) ou non), en effet, après recuit statique,
l'alliage est
trop fragile pour pouvoir être découpé par des moyens mécaniques ;
- la nécessité de devoir supporter des pertes magnétiques élevées pour des
limites
élastiques d'au moins 500MPa ;
- la difficulté voire l'impossibilité pour des performances HLE d'atteindre
par le
traitement thermique, un compromis précis en performances mécaniques et
magnétiques ; en effet, en théorie il est toujours possible d'obtenir des
performances
HLE (500 à 1200MPa de limite d'élasticité) par un recuit statique tel que
défini ci-
dessus en appliquant des paliers de température entre 700 et 720 C, donc dans
un
état métallurgique allant de l'état écroui puis restauré à un état plus ou
moins
cristallisé et propre à ce type de recuit ; mais en pratique, dans cette plage
500-
1200MPa, la limite élastique dépend très sensiblement de la température de
palier au
degré près ; cette hypersensibilité des performances à la température de
palier interdit
la transposition industrielle puisque les fours industriels statiques ne
peuvent en
général pas assurer une homogénéité de température de la charge à recuire
meilleure
que +/-10 C, soit l'étendue de la plage de réglage de la limite élastique
entre 500 et
1200MPa ; exceptionnellement cette homogénéité peut être de +1-5 C; cependant,
cela n'est pas suffisant pour maîtriser une fabrication industrielle.
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- la difficulté d'atteindre des cotes précises de pièce finie lorsque le
recuit statique final
s'applique à des pièces découpées dans le métal écroui, de géométrie complexe
(exemple pièce/profil en E de transformateur à jambes allongées).
Le but de la présente invention est de remédier à ces inconvénients en
proposant
un procédé permettant de fabriquer une bande mince en alliage magnétique doux
type
fer-cobalt qui, à partir du même alliage, permette de proposer une bande
facilement
découpable qui puisse aussi bien avoir, de façon prédéfinie, une limite
d'élasticité aussi
bien moyenne que très élevée tout en conservant la possibilité d'obtenir de
bonnes à très
bonnes propriétés magnétiques en appliquant ultérieurement un second
traitement
thermique statique ou au défilé, l'alliage étant capable de passer d'un état à
haute limite
d'élasticité à un état à haute performance magnétique sous l'effet d'un recuit
tel que, par
exemple, un recuit conventionnel statique, l'alliage ayant, en outre, une
bonne tenue au
vieillissement de ses propriétés mécaniques jusqu'à 200 C.
A cet effet l'invention a pour objet un procédé de fabrication d'une bande en
alliage magnétique doux apte à être découpée mécaniquement, dont la
composition
chimique comprend en poids :
18% Co 55%
0% V + W < 3%
0% Cr < 3%
0% Si < 3%
0% Nb 0,5%
0% B < 0,05%
0% C < 0,1%
0% Zr + Ta 0,5%
0% Ni < 5%
0% Mn < 2%
Le reste étant du fer et des impuretés résultant de l'élaboration,
Selon ce procédé, on lamine à froid une bande obtenue par laminage à chaud
d'un
demi produit constitué de cet alliage pour obtenir une bande laminée à froid
d'épaisseur
inférieure à typiquement 0,6 mm et, après le laminage à froid, on effectue sur
la bande un
traitement de recuit au défilé par passage dans un four continu, à une
température
comprise entre la température de transition ordre/désordre de l'alliage (par
exemple 700-
710 C pour alliage Fe-49 /0Co-2%V bien connu de l'homme du métier) et la
température
de début de transformation ferritique/austénitique de l'alliage (typiquement
880 à 950 C
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pour les alliages FeCo de l'invention), suivi d'un refroidissement rapide
jusqu'à une
température inférieure à 200 C.
La température de recuit est de préférence comprise entre 700 C et 930 C.
De préférence, la vitesse de défilement de la bande est adaptée pour que le
temps
5 de séjour de la bande à la température de recuit soit inférieur à 10mn.
De préférence, la vitesse de refroidissement de la bande en sortie du four de
traitement est supérieure à 1000 C /h.
Selon l'invention, on adapte la vitesse de défilement de la bande dans le four
et la
température de recuit pour ajuster la résistance mécanique de la bande.
De préférence, la composition chimique de l'alliage est telle que:
47% Co 49,5%
0,5% V < 2,5%
0% Ta < 0,5%
0% Nb 0,5%
0% Cr < 0,1%
0% Si < 0,1%
0% Ni < 0,1%
0% Mn < 0,1%
Ce procédé a l'avantage de permettre de fabriquer une bande mince facilement
découpable par des moyens mécaniques et qui se distingue des bandes connues
par sa
structure métallurgique. En particulier, la bande obtenue par ce procédé est
une bande en
alliage magnétique doux laminée à froid, d'épaisseur inférieure à 0,6 mm,
constituée d'un
alliage dont la composition chimique comprend, en poids :
18% Co 55%
0% V + W < 3%
0% Cr < 3%
0% Si < 3%
0% Nb 0,5%
0% B < 0,05%
0% C < 0,1%
0% Zr + Ta 0,5%
0% Ni < 5%
0% Mn < 2%
le reste étant du fer et des impuretés résultant de l'élaboration, dont la
structure
métallurgique est:
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- soit du type partiellement cristallisée , c'est-à-dire que, sur au moins
10% de
la surface d'échantillons observés au microscope avec un grossissement de x 40
après
attaque chimique au perchlorure de fer, il n'est pas possible d'identifier des
joints de
grain ;
- soit du type cristallisée , c'est-à-dire que sur au moins 90% de la
surface
d'échantillons observés au microscope avec un grossissement de x 40 après
attaque
chimique au perchlorure de fer, il est possible d'identifier un réseau de
joints de grains et,
dans la plage des tailles de grain allant de 0 à 60 11m2, il existe au moins
une classe de 10
m2 de largeur de taille de grains comprenant au moins deux fois plus de grains
que la
même classe de taille de grains correspondant à l'observation d'une bande
laminée à
froid de comparaison ayant la même composition, n'ayant pas été soumise à un
recuit
continu mais ayant été soumise à un recuit statique à une température telle
que l'écart
entre champ coercitif obtenu avec le recuit statique et le champ coercitif
obtenu avec le
recuit au défilé est inférieur à la moitié de la valeur du champ coercitif
obtenu par le
traitement au défilé et, dans la plage de taille de grains allant de 0 à 60
11m2, il existe au
moins une taille de classe de grains de 10 m2 de largeur dont le rapport du
nombre de
grains au nombre total de grains observés sur l'échantillon ayant subi un
recuit au défilé
est supérieur d'au moins 50% au même rapport correspondant à un échantillon
prélevé
sur la bande laminée à froid de comparaison ayant subi un recuit statique.
Comme il est évident pour l'homme du métier, le terme cristallisé est
utilisé ici
comme synonyme de recristallisé. En effet, la bande laminée à froid sous
forme d'une
bande mince est totalement écrouie, c'est à dire que l'ordre cristallin est
totalement
disloqué à longue distance, et que la notion de cristaux ou grain n'existe
plus. Le
traitement de recuit au défilé permet alors de faire cristalliser cette
matrice écrouie en
cristaux ou grains. Ce phénomène est néanmoins également appelé
recristallisation car il
ne s'agit pas de la première cristallisation subie par l'alliage depuis sa
phase d'élaboration
depuis le métal liquide solidifié.
De préférence, la composition chimique de l'alliage magnétique doux est telle
que:
47% Co 49,5%
0,5% V < 2,5%
0% Ta < 0,5%
0% Nb 0,5%
0% Cr < 0,1%
0% Si < 0,1%
0% Ni < 0,1%
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0% Mn < 0,1%
et la limite d'élasticité R0,2 est comprise entre 590 MPa et 1100 MPa, le
champ coercitif
Hc est compris entre 120 A/m et 900 A/m, l'induction magnétique B pour un
champ de
1600 A/m est compris entre 1,5 et 1,9 Tesla.
En outre, l'aimantation à saturation de la bande est supérieure à 2,25 T.
Avec cette bande il est possible de fabriquer des pièces pour composants
magnétiques, par exemple pièces de rotor et stator, et notamment pour culasse
magnétique, et des composants magnétiques tels que des culasses magnétiques,
en
découpant directement les pièces dans une bande selon l'invention puis, si
nécessaire, en
assemblant les pièces ainsi découpées de façon à constituer des composants
tels que
des culasses, et en faisant éventuellement subir à certaines d'entre elles
(par exemple les
pièces de stator seulement) où à certains d'entre eux (par exemple des
culasses de
stator) un traitement de recuit complémentaire permettant d'optimiser les
propriétés
magnétiques, et en particulier de minimiser les pertes magnétiques.
Aussi, l'invention a également pour objet un procédé pour fabriquer un
composant
magnétique selon lequel on découpe une pluralité de pièces par découpe
mécanique
dans une bande obtenue par le procédé précédent, et, après découpe, on
assemble les
pièces pour former un composant magnétique.
En outre, on peut soumettre le composant magnétique ou les pièces à un recuit
statique de qualité c'est-à-dire, un recuit d'optimisation des propriétés
magnétiques.
De préférence, le recuit statique de qualité ou d'optimisation des propriétés
magnétiques est un recuit à une température comprise entre 820 C et 880 C
pendant un
temps compris entre 1 heure et 5 heures.
Le composant magnétique est par exemple une culasse magnétique.
L'invention va maintenant être décrite de façon plus précise mais non
limitative et
illustrée par des exemples.
Pour fabriquer des bandes minces laminées à froid destinées à fabriquer par
découpe mécanique des pièces de culasse magnétique d'équipements
électrotechniques,
on utilise un alliage connu en lui-même dont la composition chimique comprend
en poids :
de 18% à 55% de Cobalt, de 0% à 3% de Vanadium et/ou de Tungstène, de 0% à 3%
de
Chrome, de 0% à 3% de Silicium, de 0% à 0,5% de Niobium, de 0% à 0,05% de
Bore, de
0% à 0,1 % de C, de 0% à 0,5% de Zirconium et/ou de Tantale, de 0% à 5% de
Nickel, de
0% à 2% de Manganèse, le reste étant du Fer et des impuretés résultant de
l'élaboration.
De préférence, l'alliage contient de 47% à 49,5% de Cobalt, de 0% à 3% de la
somme Vanadium plus Tungstène, de 0% à 0,5% de Tantale, de 0% à 0,5% de
Nobium,
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moins de 0,1% de chrome, moins de 0,1% de Silicium, moins de 0,1% de nickel,
moins de
0,1% de Manganèse.
De plus, la teneur en vanadium doit, de préférence, être supérieure ou égale à
0,5% afin d'améliorer les propriétés magnétiques et mieux échapper à la mise
en ordre
fragilisante lors du refroidissement rapide, et rester inférieure ou égale à
2,5% afin d'éviter
la présence de la seconde phase austénitique non magnétique, le tungstène
n'étant pas
indispensable, et la teneur en niobium doit, de préférence, être supérieure ou
égale à
0,01% afin de contrôler la croissance du grain à haute température et afin de
faciliter la
transformation à chaud. Le niobium est en effet un inhibiteur de croissance
permettant de
limiter la germination de la cristallisation et la croissance de grain
conjointement au recuit
au défilé.
L'alliage contient un peu de carbone pour que, au cours de l'élaboration, la
désoxydation soit suffisante, mais la teneur en carbone doit rester inférieure
à 0,1% et, de
préférence, inférieure à 0,02% voire 0,01% pour éviter de former trop de
carbures qui
détériorent les propriétés magnétiques.
Il n'y a pas de limite inférieure définie pour les teneurs en éléments tels
que Mn,
Si, Ni ou Cr. Ces éléments peuvent être absents, mais ils sont en général
présents au
moins en très faible quantité par suite de leur présence dans les matières
premières ou
par suite d'une pollution par les réfractaires du four d'élaboration. Ces
éléments n'ont pas
d'influence sur les propriétés magnétiques de l'alliage lorsqu'ils sont
présents en très
faibles quantités. Lorsque leur présence est significative, c'est qu'ils ont
été sont ajoutés,
volontairement, afin d'ajuster les propriétés magnétiques de l'alliage à
l'application visée.
Cet alliage est par exemple l'alliage connu sous le nom de AFK 502R qui
contient
essentiellement environ 49% de Cobalt, 2% de Vanadium et 0,04% de niobium, le
reste
étant constitué de Fer et d'impuretés ainsi que de petites quantités des
éléments tels que
C, Mn, Si, Ni et Cr.
Cet alliage est élaboré de façon connue en elle-même et coulé sous forme de
demi-produits tels que des lingots. Pour fabriquer une bande mince, un demi-
produit, tel
qu'un lingot, est laminé à chaud pour obtenir une bande à chaud dont
l'épaisseur dépend
des conditions pratiques de fabrication. A titre indicatif, cette épaisseur
est généralement
comprise entre 2 et 2,5mm. A l'issue du laminage à chaud, la bande obtenue est
soumise
à une hypertrempe. Ce traitement permet d'éviter en très grande partie la
transformation
ordre/désordre dans le matériau de sorte que celui-ci reste dans un état
structural
presque désordonné, peu changé par rapport à son état structural à une
température
supérieure à 700 C et qui, de ce fait, est suffisamment ductile pour pouvoir
être laminée à
froid. L'hypertrempe permet donc que la bande à chaud soit ensuite laminée à
froid sans
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encombre jusqu'à l'épaisseur finale. L'hypertrempe peut être réalisée
directement en
sortie de laminage à chaud si la température de fin de laminage est
suffisamment élevée,
ou, dans le cas contraire, après réchauffage à une température supérieure à la
température de transformation ordre/ désordre. En pratique, la mise en ordre
fragilisante
s'établissant entre 720 C et l'ambiante, soit le métal est violemment
refroidi, à l'eau par
exemple (typiquement à une vitesse supérieure à 1000 C/mn), en sortie de
laminage à
chaud depuis une température de 800 à 1000 C jusqu'à l'ambiante, soit le métal
laminé à
chaud puis refroidi lentement, donc fragile, est réchauffé entre 800 et 1000 C
avant un
refroidissement violent jusqu'à l'ambiante. Un tel traitement est connu en lui-
même de
l'homme du métier qui sait le réaliser sur les appareillages dont il dispose
habituellement.
Après hypertrempe, la bande à chaud est laminée à froid pour obtenir une bande
à
froid ayant une épaisseur inférieure à 1 mm, de préférence inférieure à 0,6 mm
généralement comprise entre 0,5 mm et 0,2 mm et qui peut descendre jusqu'à
0,05 mm.
Après avoir fabriqué la bande laminée à froid écrouie, on la soumet à un
recuit au
défilé dans un four à passage, à une température telle que l'alliage est en
phase ferritique
désordonnée. Cela signifie que la température est comprise entre la
température de
transformation ordre/désordre et la température de transformation
ferritique/austénitique.
Pour un alliage Fer-Cobalt ayant une teneur en Cobalt comprise entre 45 et 55%
en
poids, la température de recuit doit être comprise entre 700 C et 930 C. La
plage de
température du recuit au défilé pourra être d'autant plus étendue vers les
basses
températures que la teneur en cobalt se rapprochera de 18%. Par exemple, à 27%
de
cobalt, la température de recuit doit être comprise entre 500 et 950 C.
L'homme du métier
sait déterminer cette température de recuit en fonction de la composition de
l'alliage.
La vitesse de passage dans le four peut être adaptée compte tenu de la
longueur
du four pour que le temps de passage dans la zone de température homogène du
four
soit inférieur à 10 minutes et de préférence compris entre 1 et 5 minutes. En
tout état de
cause, le temps de maintien à la température de traitement doit être supérieur
à 30s. Pour
un four industriel de longueur de l'ordre d'un mètre, la vitesse doit être
supérieure à 0,1
mètre par minute. Pour un autre type de four industriel de 30 m de long, la
vitesse de
défilement doit être supérieure à 2 mètres par minute, et de préférence de 7 à
40m/min.
D'une façon générale, l'homme du métier sait adapter les vitesses de
défilement en
fonction de la longueur des fours dont il dispose.
Il est à noter que le four de traitement utilisé peut être de tout type. En
particulier
ce peut être un four conventionnel à résistances ou bien un four à rayonnement
thermique, un four de recuit par effet joule, une installation de recuit par
lit fluidisé ou tout
autre type de four.
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En sortie de four, la bande doit être refroidie à une vitesse suffisamment
rapide
pour éviter qu'il se produise une transformation ordre-désordre totale.
Cependant, les
inventeurs ont été surpris de constater que, contrairement à une bande de 2mm
d'épaisseur qui doit être hypertrempée pour pouvoir ensuite être laminée à
froid, une
5 bande de faible épaisseur (0,1 à 0,5mm) destinée à être usinée, estampée,
poinçonnée
peut n'être sujette qu'à une mise en ordre partielle dont il ne résulte qu'un
degré de
fragilité faible de sorte qu'une hypertrempe n'est pas nécessaire.
Les inventeurs ont également été surpris de constater qu'à l'issue d'un recuit
au
défilé tel qu'il vient d'être décrit, la découpabilité de la bande devient
très bonne dès lors
10 que la transformation désordre/ordre n'est pas totale. Cela signifie, de
façon inattendue,
qu'une telle bande peut être découpée par des moyens mécaniques malgré une
mise en
ordre partielle engendrant un certain degré de fragilité.
Pour que la transformation désordre/ ordre ne soit pas totale, la vitesse de
refroidissement ¨ déterminée entre la température ordre/désordre (700 C pour
un alliage
conventionnel de composition proche de Fe-49%Co-2%V) et 200 C - doit être
supérieure
à 600 C par heure, et, de préférence, supérieure à 1000 C par heure voire à 2
000 C/h.
En pratique, il n'est pas utile de dépasser 10 000 C/h et une vitesse comprise
entre
2 000 C/h et 3 000 C/h est généralement suffisante.
Les inventeurs ont constaté de façon surprenante, qu'avec un tel traitement au
défilé, et contrairement à ce que l'on constate avec des traitement thermiques
statiques
permettant d'obtenir des propriétés mécaniques ou magnétiques comparables, on
obtenait des bandes suffisamment ductiles pour pouvoir être découpées
mécaniquement
pour fabriquer des pièces destinées à être empilées pour constituer des
culasses
magnétiques ou tout autre composant magnétique.
Les inventeurs ont également constaté qu'en ajustant le temps de passage dans
le
four il est possible de régler les caractéristiques mécaniques obtenues sur la
bande de
telle sorte que, à partir d'un alliage Fer-Cobalt standard, il est possible
d'obtenir aussi bien
des alliages à caractéristiques mécaniques habituelles, c'est-à-dire avec une
limite
d'élasticité comprise entre 300 et 500 MPa, que des alliages du type à haute
limite
d'élasticité (HLE) c'est-à-dire ayant une limite d'élasticité supérieure à 500
MPa, de
préférence comprise entre 600 à 1000 MPa, et pouvant atteindre 1 200 MPa. Bien
évidemment ces traitements thermiques conduisent à des propriétés magnétiques
qui
sont très différentes, en particulier en ce qui concerne les pertes
magnétiques. L'alliage
Fer-Cobalt standard est par exemple un alliage Fer-Cobalt du type AFK 502R
contenant
essentiellement 49% de Cobalt, 2% de Vanadium et 0,04%Nb, le reste étant du
Fer et
des impuretés,
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Les inventeurs ont constaté que cet ensemble de performances inhabituelles, à
savoir découpabilité dans l'état recuit, tout en fixant à souhait la limite
élastique entre 300
et 1200MPa, était étroitement lié à la structure métallurgique particulière
obtenue par le
recuit continu selon l'invention qui est différente de la structure
métallurgique issue d'un
recuit statique. Cela concerne en particulier le taux de cristallisation et,
pour les matériaux
suffisamment cristallisés, la répartition des tailles de grain, laquelle est
très différente de
celle que l'on obtient avec des recuits statiques permettant d'obtenir les
mêmes propriétés
d'emploi du matériau.
On va maintenant décrire plus précisément les effets du traitement thermique
au
défilé et de ses conditions de réalisation sur les propriétés mécaniques et
magnétiques
d'un alliage du type 50% de Cobalt, à partir d'une série d'essais.
On a effectué des essais de laboratoire d'une part sur un alliage de
composition
non standard AFK502NS (Coulée JB 990) qui contient 48,6%Co-1,6%V-0,119%Nb-
0,058%Ta-0,012%C, le reste étant du fer et des impuretés et sur une nuance
conventionnelle d'alliage du type AFK 502 R (Coulée JD173) c'est-à-dire un
alliage
standard contenant 48,6%Co-1,98%V-0,14%Ni-0,04%Nb-0,007%C. Le reste étant du
fer
et des impuretés. Ces alliages qui ont été fabriqués d'abord sous forme de
bandes
d'épaisseur 0,2 mm laminées à froid, on été soumis à des traitements
thermiques au
passage dans un four chaud avec un maintien d'une minute à une température de
785 C,
800 C, 840 C et 880 C respectivement. Ces traitements thermiques qui
permettent de
simuler un traitement thermique au défilé industriel, ont été effectués sous
Argon et ont
été suivis d'un refroidissement rapide à une vitesse comprise entre 2 000 C/h
et
10 000 C/h, et un peu plus précisément de 6000 +/- 3000 C/h compte tenu de
l'imprécision de la détermination de ce type de vitesse et de la non-
uniformité de vitesse
de refroidissement entre la température de palier et 200 C ou l'ambiante. Ces
essais ont
permis d'obtenir les résultats reportés au Tableau 1.
Dans le Tableau 1 :
T : est la température de recuit en C
B1600: est l'induction magnétique exprimée en Tesla, pour un champ magnétique
de 1600 A/m (environ 20 Oe).
Br/Bm : est le rapport de l'induction magnétique rémanente Br à l'induction
magnétique maximale Bm obtenue à saturation magnétique de l'échantillon.
Hc : est le champ coercitif en A/m
Pertes : sont les pertes magnétiques en W/kg dissipées par les courants
induits
lorsque l'échantillon est soumis à un champ magnétique variable qui, dans le
cas
présent, est un champ alternatif de fréquence 400 Hz induisant une induction
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alternative sinusoïdale grâce à l'emploi d'un asservissement électronique du
champ magnétique appliqué, ce qui est connu en lui-même de l'homme du métier ;
la valeur maximale du champ magnétique est de 2 Tesla.
R0,2 = est la limite d'élasticité conventionnelle mesurée en traction pure sur
des
échantillons normalisés.
Tableau 1 : effets du traitement thermique au défilé et de ses conditions de
réalisation sur les propriétés mécaniques et magnétiques
Nuance Coulée T ( C) B1600 Br/Bm Hc Pertes
R0,2
(Tesla) (A/m) (W/kg)
(MPa)
785 1,5850 0.83 822 339 990
800 1,6230 0.80 629 272 890
AFK502R J D173 840 1,7560 0.49 183 106 660
(standard)
880 1,7500 0.40 130 85 600
785 1,5180 0.81 883,3 381 1090
AFK502 NS J B990 800 1,5490 0.80 779,96 336 970
(non
standard)
840 1,7260 0.64 306,40 156 760
880 1,8080 0.45 148 95,5 620
Après traitement thermique, on a fait des essais de découpage mécanique à
l'aide
de poinçons et de matrices. Il ressort de ces résultats, qu'après recuit au
défilé, il est
possible de découper des pièces dans des conditions satisfaisantes sans signe
apparent
de fragilité aussi bien avec la nuance non standard en composition AFK 502NS ,
qu'avec
la nuance classique ou standard AFK 502 R,. On constate aussi qu'en adaptant
la
température de recuit au défilé entre 785 C et 880 C, il est possible
d'obtenir des
propriétés mécaniques du type haute limite d'élasticité, aussi bien pour
l'alliage
AFK502NS que pour l'alliage classique AFK502R et que les caractéristiques
mécaniques
obtenues sont très comparables. De ce fait, il apparaît qu'il n'est pas
nécessaire d'utiliser
deux nuances distinctes pour obtenir des alliages de type à haute limite
d'élasticité ou des
alliages à limite d'élasticité courante, c'est-à-dire pour fabriquer des
pièces en alliage à
haute limite d'élasticité ou en alliage à limite d'élasticité courante.
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De plus ces résultats montrent que les propriétés magnétiques, y compris les
pertes mesurées sous un champ alternatif d'amplitude maximale de 2 Tesla à
fréquence
de 400 Hertz, sont tout à fait comparables. On constate d'ailleurs que la
relation entre
pertes magnétiques et limite d'élasticité pour des tôles d'épaisseur 0,20 mm,
mesurée sur
des rondelles découpées dans la bande recuite, sont tout à fait comparables
pour ces 2
alliages de composition différente.
Sur ces matériaux, dans l'état postérieur au recuit décrit ci-dessus, on a
également
effectué un recuit à haute température dit recuit statique d'optimisation
destiné à
optimiser les caractéristiques magnétiques. Ce recuit a été fait sur les
rondelles en recuit
statique à une température de 850 pendant trois heures. Les résultats obtenus
avec ce
recuit statique d'optimisation sont reportés au Tableau 2 ci-dessous.
Tableau 2 : propriétés magnétiques après recuit d'optimisation
Nuance Coulée T ( C) B à 1600 Br/Bm Hc
Pertes
A/m
(A/m) (W/kg)
(Tesla) 2T-
400 Hz
AFK502R 785 2,2110 0,69 51,7 36,0
standard 800 2,2040 0,69 50,9
35,5
selon JD173 840 2,1970 0,66 50,9
35,0
l'invention 880 2,2010 0,67 53,3 34,0
AFK502R standard sans
recuit défilé, avec recuit JD173 850 2,225 0,71 0,70 36
statique standard 850 C
AFK502NS 785 2,2140 0,78 62,1 52,0
non standard JB990 800 2,2040 0,74 58,9
53,5
selon 840 2,2140 0,78 62,1
54,0
l'invention 880 2,2190 0,79 62,9 51,0
AFK502R non standard
sans recuit défilé, avec
JB 990 850 2,244 0,79 1,1 52
recuit statique standard
850 C
Au vu de ces résultats on peut constater que les pertes magnétiques à 400
Hertz
sous un champ de 2 Tesla sont considérablement diminuées et plus généralement
que
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l'ensemble des propriétés magnétiques obtenues ne dépendent pratiquement pas
de la
température de recuit au défilé. Ces propriétés sont d'ailleurs quasiment
identiques aux
propriétés obtenues sur des rondelles extraites de bandes d'épaisseur 0,2 mm
qui n'ont
pas été recuites au défilé, mais qui ont subi directement le même recuit
statique
.. d'optimisation, ce qui correspond à l'art antérieur.
Ces résultats montrent que le recuit au défilé apporte un avantage au matériau
type AFK 502 R (nuance classique) : en effet avec ce matériau il est possible
de produire
des bandes pré-recuites ayant des caractéristiques HLE qui, en outre, peuvent
êtres
découpées et mises en forme dans cet état pré-recuit
De plus, on constate que le compromis propriétés mécaniques / propriétés
magnétiques peut être ajusté par la température du recuit au défilé. De ce
fait, un alliage
ayant la composition chimique de ces exemples peut être utilisé par un client
qui souhaite
fabriquer aussi bien des pièces à hautes caractéristiques mécaniques qu'a
caractéristiques mécaniques courantes et qui pourra n'effectuer le recuit
statique
d'optimisation que sur les pièces qu'il a découpées afin simplement
d'optimiser les pertes
magnétiques si cela est nécessaire.
Par ailleurs, on a effectué une série d'essais sur des bandes en alliage AFK
502R
industriel de composition standard écroui en épaisseur de 0,35 mm. Au cours de
ces
essais, on a effectué des traitements de recuit au défilé à différentes
vitesses de passage
dans un four industriel ayant une longueur utile de 1,2 m. Par longueur utile,
on entend la
longueur du four dans laquelle la température est suffisamment homogène pour
qu'elle
corresponde au palier de température du recuit.
Les compositions chimiques des échantillons utilisés sont reportées au tableau
3.
Dans ce tableau, tous les éléments ne sont pas indiqués et l'homme du métier
comprendra que le reste est du fer et des impuretés résultant de
l'élaboration, ainsi que
d'éventuels éléments en petite quantité tels que le carbone.
Tableau 3 : compositions chimiques des échantillons utilisés
Coulée Repère Co V Nb Mn Cr Si Ni
N 1 J D842 48,61 1,99 0,041 0,027 0,015 0,016
0,04
N 2 JE686 48,49 2,00 0,037 0,042 0,031 0,061 0,10
N 3 JE798 48,01 1,99 0,041 0,043 0,040 0,057 0,16
N 4 JE799 48,51 1,96 0,040 0,035 0,028 0,051 0,06
N 5 JE872 48,45 1,98 0,041 0,043 0,049 0,069 0,14
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Les vitesses de passage ont été choisies de telle sorte que chacun de ces
traitements corresponde à un temps passé au-dessus de 500 C, début de la
température
de restauration, sensiblement inférieur à 10 minutes.
Les recuits au défilé ont été faits à trois vitesses de défilement : 1,2 m par
minute
5 pour obtenir les propriétés magnétiques et mécaniques correspondant à
l'utilisation pour
réaliser des culasses magnétiques de stator pour lesquelles on recherche des
niveaux de
pertes magnétiques faibles à moyennes ; une vitesse de 2,4 m par minute pour
obtenir
les caractéristiques mécaniques adaptées à la réalisation de culasses
magnétiques de
rotors, et à 3,6 et 4,8 m par minute pour obtenir des caractéristiques
mécaniques
10 correspondant à la qualité HLE. En outre, à titre de comparaison, on a
effectué sur des
échantillons un recuit statique à la température de 760 C pendant deux heures.
Ce recuit
est un recuit type de recuit statique d'optimisation conventionnel qui
conduit à des
propriétés comparables à celles du recuit au défilé à la vitesse de 1,2 m par
minute à
880 C. Enfin pour la température de recuit au défilé la plus élevée (880 C),
la vitesse de
15 défilé a encore été abaissée (dans la limite d'un palier de 10min) afin
de réduire encore
les pertes magnétiques et la limite d'élasticité. En effet, pour certaines
applications, on
peut demander des pertes magnétiques au stator assez basses. Ces résultats
montrent
que cela permet effectivement de réduire Rp02 en dessous de 400MPa ce qui est
intéressant comme plage étendue de réglage de la limite d'élasticité par
simple réglage
de la vitesse de défilement. En revanche les pertes magnétiques ne sont pas
réduites par
rapport à la vitesse de valeur voisine. Aussi, si on veut réduire
significativement les pertes
magnétiques, il est nécessaire d'effectuer un recuit supplémentaire statique
d'optimisation
magnétique comme le montrent les résultats du tableau 2.
Les résultats des essais réalisés avec la coulée N 1. JD 842 sont reportés au
Tableau 4, les résultats obtenus avec les autres coulées étant comparables.
Ces résultats montrent qu'on peut régler la limite d'élasticité Rp02 dans une
très
large plage de valeurs entre 400 MPa et 1200 MPa en faisant varier les
paramètres de
recuit que sont la vitesse de passage, c'est-à-dire le temps de séjour haute
température,
et la température de recuit et cela, dans des conditions satisfaisantes pour
une production
industrielle. En effet, les propriétés obtenues varient suffisamment lentement
avec les
paramètres de traitement pour qu'il soit possible de maîtriser une fabrication
industrielle.
Ces résultats montrent également qu'il y a une forte corrélation entre la
limite d'élasticité,
le champ coercitif et les différentes autres propriétés de l'alliage
Par ailleurs ces essais ont permis d'identifier les effets des traitements
thermiques
sur la structure métallographique de l'alliage fabriqué par le procédé selon
l'invention. Les
essais ont été réalisés en particulier sur la coulée JD 842. Les mesures ont
été faites
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notamment sur une tôle ayant subi un recuit au défilé à 880 C avec différentes
vitesses
de défilement. La température de 880 C a été choisie car c'est celle qui
correspond à
l'optimum pour l'obtention de bonnes propriétés magnétiques, c'est-à-dire, à
une
température permettant d'obtenir à la fois de basses valeurs de pertes
magnétique et une
large gamme des limites d'élasticité (par exemple de 300MPa à 800MPa) par
simple
variation de la vitesse de défilement avec des valeurs ne laissant l'alliage
que quelques
minutes (<10mn) dans la zone de palier de température.
Tableau 4: Propriétés mécaniques et magnétiques en fonction de la vitesse de
défilement lors du recuit au défilé
Conditions recuit Pertes (W/kg) à 400
Courant continu
défilé Hz
TRD ( C) V (m/min) B1600 Br/Bm Hc B= 1,5 B= 2
R0,2
(Tesla)
(A/m) Tesla Tesla (MPa)
1,2 1,6750 0,69 321 111 205 665
760 C 2,4 1,5400 0,83 907 252 420
1030
3,6 1,5250 0,84 939 264 443 1140
4,8 1,5250 0,84 907 255 414 1230
1,2 1,7700 0,48 127 65 125 540
785 C 2,4 1,7050 0,75 446 135 245 760
3,6 1,5300 0,83 915 255 430 1060
4,8 1,5300 0,86 915 260 432 1200
1,2 1,7350 0,46 122 66 125 540
810 C 2,4 1,7750 0,53 151 71 137 580
3,6 1,6400 0,76 549 163 286 830
4,8 1,5200 0,84 947 266 438 1140
1,2 1,7250 0,40 107 63 119 500
840 C 2,4 1,7600 0,47 117 65 121 530
3,6 1,7400 0,66 255 94 176 710
4,8 1,5400 0,81 820 230 382 1000
0,6 1,210* 0,45 95 108 390
880 C 1,2 1,5050* 0,45 94 95 435
2,4 1,5800* 0,57 89 103 495
4,8 8,850* 0,68 392 845
*B = Pour un champ de 800 A/m
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B1600 = Induction magnétique obtenue pour un champ magnétique de 1600 A/m
Pour étudier les structures métallographiques, on a effectué des observations
micrographiques sur des échantillons prélevés dans les bandes de telle sorte
que l'on
observe la tranche des bandes laminées perpendiculaire au sens de laminage.
Sur ces
échantillons on a fait des micrographies avec une attaque par immersion
pendant 5
secondes dans un bain de perchlorure de fer à température ambiante contenant
(pour
100 ml) : 50 ml de FeCl3 et 50 ml d'eau après polissage au papier 1200 puis un
polissage
électrolytique avec un bain A2 constitué (pour 1 litre) de 78 ml d'acide
perchlorique, 120
ml d'eau distillée, 700 ml d'alcool éthylique, 100 ml de butylglycol.
Ces observations ont été faites au microscope optique avec un grossissement de
40. On a constaté que pour les vitesses faibles de recuit c'est-à-dire 1,2 m
par minute, la
structure est similaire à celle qui est observée sur des matériaux ayant subi
un recuit
statique. Il s'agit d'une structure cristallisée Isotrope. Pour le recuit
statique la structure
est apparemment 100% cristallisée et les joints de grain sont parfaitement
définis. Pour
les recuits au défilé à 785 C, la structure est partiellement cristallisée
(les joints de grain
ne sont pas très bien définis) et pour le recuit au défilé à 880 C, la
structure est
davantage cristallisée mais les joints de grain ne sont cependant pas assez
révélés pour
déterminer si ces échantillons sont 100% cristallisés.
Pour les vitesses les plus élevées, c'est-à-dire pour les vitesses de 2,4 m
par
minute, 3,6 m par minute et 4,8 m par minute, les micrographies montrent une
structure
bien spécifique très distincte des structures obtenues par recuit statique. Il
s'agit d'une
structure apparemment proche de celle du métal écroui. Les inventeurs ont
également
constaté que les micrographies effectuées sur les matériaux qui étaient
recuits au défilé à
880 C à la vitesse de 4,8 m par minute avaient une structure très anisotrope
(grains très
allongés), beaucoup plus anisotrope que la structure obtenue par recuit à 785
C avec une
vitesse de passage de 4,8 m par minute.
Il apparaît ainsi qu'avec les traitements thermiques au défilé il est possible
d'obtenir deux types de structure :
- d'une part une structure spécifique anisotrope obtenue pour les défilés aux
vitesses les plus élevées (2,4 m par minute, 3,6 m par minute et 4,8 m par
minute). Cette
structure est une structure restaurée ou partiellement cristallisée ce qui
peut être confirmé
par un examen aux rayons X qui montre que la texture est celle d'un matériau
restauré
faiblement recristallisé, très similaire à la texture d'écrouissage ;
- d'autre part, une structure en apparence similaire à celle que l'on obtient
par un
recuit statique et qui correspond au recuit au défilé à faible vitesse (1,2 m
par minute et
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0,6 m par minute). Il s'agit d'une structure entièrement cristallisée ce qui
est confirmé par
un examen aux rayons X, avec une texture très proche de celle du métal
recristallisé en
recuit statique.
Sur ces différents échantillons on a également déterminé la taille des grains.
Le
champ coercitif d'un alliage magnétique étant très lié à la taille du grain,
afin de pouvoir
réaliser des comparaisons significatives entre deux modes de traitement du
même
matériau, il est nécessaire de faire des observations sur des matériaux ayant
des champs
coercitifs équivalents. Aussi, pour effectuer ces mesures, on a choisi des
échantillons
ayant des champs coercitifs voisins, et on a effectué des mesures, d'une part
sur un
matériau qui avait été soumis à un recuit statique à 760 C pendant deux
heures, et
d'autre part pour un matériau qui avait été recuit au défilé à 880 C avec une
vitesse de
passage de 1,2 m par minute.
La cotation de grains a été réalisée à l'aide d'un équipement d'analyse
d'images
automatiques permettant de détecter le contour des grains, de calculer le
périmètre de
chaque d'eux, de convertir ce périmètre en diamètre équivalent et, enfin, de
calculer la
surface du grain. Ce dispositif permet également d'obtenir un nombre de grains
total ainsi
que leur surface. De tels dispositifs d'analyse d'images automatiques de
cotation de
grains sont connus en eux-mêmes. Afin d'obtenir des résultats qui aient une
signification
statistique satisfaisante, la cotation a été effectuée sur une pluralité de
zones
d'échantillons. La cotation a été faite en définissant des classes de taille
de grains
suivantes :
- les grains dont la surface va de 10 m2 à 140 m2 par pas de 10 m2.
- les grains dont la surface va de 140 m2 à 320 m2 par pas de 20 11m2,
- les grains dont la surface va de 320 11m2à 480 m2 par pas de 40 11m2,
- les grains dont la taille va de 480 à 560 11m2, les grains dont la taille va
de 560 à
660 11m2, les grains dont la taille va de 660 à 800 11m2, les grains dont la
taille va de 800 à
1000 11m2, les grains dont la taille va de 1000 à 1500 m2, puis les grains
dont la taille
dépasse 1500 1m2.
Ces examens montrent que le recuit statique à 760 C se caractérise par une
répartition de type gaussien de la taille des grains avec un pic aux alentours
de 150 11m2.
Les grains de cette dimension représentent 5,5% de la surface totale d'un
échantillon
analysé. Il y a très peu de gros grains et la taille des grains reste
inférieure à 750 11m2.
En revanche, les matériaux recuits en continu montrent une structure dans
laquelle il y a moins de grains de petite taille mais plus de grains de grande
taille entre
200 et 1000 m2. En particulier, les grains compris entre 30 et 50 11m2
occupent une
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surface équivalente à celle occupée par des gros grains de taille comprise
entre 500 m2
et 1100 11m2.
Ces résultats montrent que, bien qu'étant en apparence comparable à une
structure obtenue par recuit statique, le recuit en continu conduit à une
structure très
différente, notamment par la répartition des tailles de grains.
Par ailleurs, on a effectué des cotations de grains sur quatre bandes
d'épaisseur
0,34 mm sur lesquelles on a effectué d'une part un recuit au défilé à 880 C
sous
Hydrogène à une vitesse de 1,2 m par minute et d'autre part un recuit statique
d'optimisation à 760 C pendant deux heures sous Hydrogène. Ces bandes
correspondent
aux coulées JE 686, JE798, JD 842, JE 799 et JE 872 dont les compositions sont
reportées au tableau 3. Ces examens montrent que pour ces coulées, la
répartition des
grains les plus fins et notamment de taille inférieure à 80 m2 est très
différente pour les
échantillons ayant été soumis à un recuit de classement statique à 760 C de ce
qu'elle
est pour des échantillons qui résultent d'un traitement au défilé à 880 C. En
particulier les
grains fins sont beaucoup plus nombreux sur les échantillons ayant été soumis
à un recuit
statique que sur les échantillons qui ont été soumis à un recuit au défilé. On
notera en
particulier que pour les grains de taille inférieure à 40 11m2, le nombre de
grains, par
classe de taille, sur les échantillons ayant subi un recuit statique est
supérieur au nombre
maximum de grains obtenus sur des échantillons recuits au défilé. L'ensemble
de
ces résultats montre que, notamment avec le recuit au défilé, la répartition
des tailles de
grains ne présente pas de taille de grains dominante. Le nombre de grains
maximum
relevé dans une classe de taille de grains ne dépasse jamais 30, contrairement
au recuit
statique où le nombre de grains peut atteindre 160 pour une même classe de
taille,
notamment pour les petits grains.
On a également déterminé pour chacun de ces échantillons le nombre total de
grains pour une surface de 44 200 mm2 ainsi que la taille moyenne des grains.
Ces
résultats sont portés au tableau 5.
Tableau 5 : Taille et nombre de crains obtenues pour diverses compositions
Coulée Recuit Taille moyenne des grains Nombre de grains
total
(iim2)
JD842 Statique 760 C/2h 94 454
Défilé 880 C/1.2m/min 155 260
JE686 Statique 760 C/2h 104 332
Défilé 880 C/1.2m/min 175 204
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JE872 Statique 760 C/2h 58 563
Défilé 880 C/1.2m/min 145 243
JE798 Statique 760 C/2h 51 634
Défilé 880 00/1.2m/min 168 211
JE799 Statique 760 C/2h 78 427
Défilé 880 C/1.2m/min 127 243
Ces résultats permettent notamment de montrer que les échantillons ayant été
soumis à un recuit au défilé à 880 C avec une vitesse de 1,2 m/m par minute
ont une
taille de grains moyenne, supérieure à 110 à 1.1m2 et un nombre moyen de
grains inférieur
5 à 300, alors que les échantillons ayant été soumis à un recuit statique à
760 C pendant
deux heures ont des tailles moyennes de grain inférieures à 110 1.1m2 et un
nombre de
grains supérieur à 300. Ces caractéristiques permettent d'identifier ou de
distinguer
clairement les structures obtenues d'une part par recuit au défilé, et d'autre
part par recuit
statique. D'une façon plus générale les inventeurs ont constaté que les types
de
10 traitement pouvaient se distinguer par les caractéristiques de taille de
grains suivantes :
- soit la structure est du type partiellement cristallisée , c'est-à-dire
que, sur au
moins 10% de la surface d'échantillons observés au microscope avec un
grossissement
de x 40 après attaque chimique au perchlorure de fer, il n'est pas possible
d'identifier des
joints de grain ;
15 - soit la structure est du type cristallisée , c'est-à-dire que sur
au moins 90% de
la surface d'échantillons observée au microscope avec un grossissement de x 40
après
attaque chimique au perchlorure de fer, il est possible d'identifier un réseau
de joints de
grains et, dans la plage des tailles de grain allant de 0 à 60 11rn2, il
existe au moins une
classe de 10 1.1m2 de largeur de taille de grains comprenant au moins deux
fois plus de
20 grains que la même classe de taille de grains correspondant à
l'observation d'une bande
laminée à froid de comparaison ayant la même composition, n'ayant pas été
soumise à
un recuit continu mais ayant été soumise à un recuit statique à une
température telle que
l'écart entre champ coercitif obtenu avec le recuit statique et le champ
coercitif obtenu
avec le recuit au défilé est inférieur à la moitié de la valeur du champ
coercitif obtenu par
le traitement au défilé et, dans la plage de taille de grains allant de 0 à 60
11rn2, il existe au
moins une taille de classe de grains de 10 1.1m2 de largeur dont le rapport du
nombre de
grains au nombre total de grains observés sur l'échantillon ayant subi un
recuit au défilé
est supérieur d'au moins 50% au même rapport correspondant à un échantillon
prélevé
sur la bande laminée à froid de comparaison ayant subi un recuit statique.
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Sur ces échantillons on a également fait des essais de découpe. Pour cela on a
découpé des stators sur des échantillons qui, conformément à l'invention, ont
été recuits
au défilé à des températures de 785 C, 800 C, 840 C, avec des vitesses de
défilement
de 1,2 m par minute pour une longueur utile de four de 1,2 m, ce qui
correspond à un
temps de séjour d'une minute à la température de recuit. Ces découpes ont été
effectuées sur des installations de découpage industriel par poinçonnage
utilisant un
poinçon et une matrice. Les coupes ont été réalisées sur les bandes
d'épaisseur de 0,20
mm et 0,35 mm.
La qualité de la découpe a été déterminée en évaluant le rayon de découpe et
la
.. présence ou l'absence de bavures. Les résultats sont reportés au tableau 6.
A sa lecture,
il apparaît que quelle que soit l'épaisseur et quelle que soit la température
de recuit au
défilé, la qualité de la découpe est satisfaisante selon les critères
habituels correspondant
aux exigences des clients.
Tableau 6 : Essais de découpe
Coulée Epaisseur Température Dureté Rayon de Bavures
Validation
(mm) recuit défilé Hy0.2 découpe client
par
rapport à
l'état
écroui
785 C 185 RAS RAS Ok
0,20 mm 800 C 180 RAS RAS Ok
840 C 173 RAS RAS Ok
JD414 785 C 179 Supérieur Proche de Ok
0,35 mm l'écroui
800 C 176 Moins Supérieur Ok
prononcé à l'écroui
840 C 172 Moins Supérieur Ok
prononcé à l'écroui
Dans le tableau 6, proche de l'écroui signifie que le nombre de bavures
est
sensiblement égal, voire légèrement supérieur au nombre de bavures constatées
dans
l'état écroui, tandis que supérieur à l'écroui signifie que le nombre de
bavures est
encore légèrement supérieur, tout en restant acceptable selon les critères
habituels
correspondant aux exigences des clients.
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On a également examiné les déformations après traitement thermique de qualité
sur les pièces découpées.
En effet, pour certaines pièces et notamment pour des pièces en forme de E, on
constate que le traitement final effectué sur des pièces obtenues par un
procédé selon
l'art antérieur peut conduire à des déformations qui résultent probablement de
la
recristallisation et de la transformation de la texture de laminage en texture
de
recristallisation. Ces déformations conduisent à des variations
dimensionnelles de l'ordre
de quelques dixièmes de mm qui ne sont pas acceptables. Pour des profils en E
par
exemple où les jambes du E ont une longueur de plusieurs dizaines de cm, qui
est grande
par rapport aux autres dimensions du E, on observe après recuit d'optimisation
des
variations d'écartement de jambes voisines qui sont de l'ordre de 1 à 5mm
entre haut et
bas des jambes.
Au contraire, avec l'alliage recuit au défilé selon la présente invention et
qui se
trouve dans un état cristallisé ou partiellement cristallisé, un recuit
supplémentaire
statique d'optimisation des propriétés magnétiques- - typiquement à 850 C
pendant trois
heures - n'a en général pas d'incidence significative sur la géométrie des
pièces. Des
essais sur des pièces en E ont montré que les variations dimensionnelles
résultant du
recuit statique d'optimisation magnétique restent inférieures à 0,05 mm dans
l'exemple
précédent de profils en E, ce qui est tout à fait acceptable.
Pour préciser les rôles de la température de recuit et de la vitesse de
refroidissement de la bande en sortie du four de traitement, on a effectué des
essais sur
un alliage de nuance classique AFK 502 R contenant 48,63 /0Co - 1,98 /0V -
0,14 /oNi -
0,04 /oNb - 0,007/0C (Coulée JD173), le reste étant du fer et des impuretés.
Cet alliage a été fabriqué sous forme de bandes de différentes épaisseurs
laminées à froid, puis soumises à un recuit au défilé par un passage à une
vitesse
continue dans un four sous atmosphère protectrice, à des températures de
palier égales à
700 C, 750 C, 800 C, 850 C, 900 C ou 950 C, pendant un temps de palier égal à
30 s,
1min, ou 2 min.
Après ce recuit, les bandes ont été refroidies jusqu'à une température
inférieure à
.. 200 C à des vitesses de refroidissement comprises entre 600 C/h et 35000
C/h.
En outre, à titre de comparaison, certaines bandes ont été refroidies à une
vitesse
de refroidissement de seulement 250 C/h.
L'aptitude à la découpe des bandes recuites, et plus généralement leur
fragilité vis
à vis des opérations de mise en oeuvre, y compris de mise en forme, a été
testée en
découpant des éprouvettes de traction et des rondelles de diamètres intérieurs
et
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extérieurs de 26mm et 35mm respectivement dans les bandes minces obtenues
après
refroidissement.
Les éprouvettes ont été soumises à un test normalisé de fragilité de bande,
conformément à la norme CEI 404-8-8. Ce test consiste à plier l'éprouvette
plate à 90
alternativement à partir de chaque position initiale, selon un dispositif et
une procédure
décrits dans la norme IS07799. Le rayon de pliage choisi par la norme CEI 404-
8-8 pour
les tôles extra-minces (type FeCo) utilisées en moyennes fréquences est de
5mm. Un
pliage à 90 à partir de la position initiale avec retour à la position
initiale compte pour une
unité. L'essai est arrêté à l'apparition de la lère fissure visible à l'oeil
nu dans le métal. Le
dernier pliage n'est pas compté. Les essais ont été réalisés à 20 C sur des
largets de
largeur 20mm en alliage FeCo, par un mouvement lent et uniforme de pliage
alterné.
Ces essais ont été interrompus à 20 pliages. Ainsi, un nombre de plis égal à
20
signifie que l'échantillon correspondant résiste à au moins 20 pliages.
En parallèle les échantillons sous forme de plaques ont été soumis à un test
de
découpe, sur des installations de découpage industriel par poinçonnage
utilisant un
poinçon et une matrice. La qualité de la découpe a été déterminée en évaluant
le rayon
de découpe et en examinant la tranche pour connaître les bavures et la
proportion
d'épaisseur de métal qui a cédé par rupture transgranulaire sans allongement
plastique
notable de la matière (origine des bavures de découpe).
A partir de ces essais, la découpabilité de ces échantillons a été qualifiée
de très
bonne (TB), bonne (B), moyenne (MO) ou mauvaise (MA).
Une très bonne découpabilité correspond à un métal découpé avec une force de
presse réduite par rapport à ce qui était connu dans l'état de l'art sur un
alliage FeCo
écroui, à une zone de découpe sans bavure et à une proportion élevée
d'épaisseur à
rupture transgranulaire.
Une bonne découpabilité correspond à un métal découpé avec une force de
presse élevée et conforme à ce qui était connu dans l'état de l'art sur un
alliage FeCo.
Dans cet état métallurgique (écroui voire un peu restauré) la bande est très
élastique et
résistante et se déforme largement avant que le poinçon commence sa
pénétration, et
ainsi que durant la pénétration avec une force très importante de presse. La
zone de
découpe est réalisée par rupture totalement transgranulaire sans bavure avec
un retour
élastique très important de la bande après perforation.
Une découpabilité moyenne correspond à un alliage pour lequel la découpe est
aisée mais la zone de découpe devient irrégulière et des bavures ou des
arrachements de
métal apparaissent sur la face de sortie du poinçon.
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La découpabilité est qualifiée de mauvaise lorsque des fissurations
apparaissent
autour du poinçon avant que celui ait fini de perforer la tôle. Le début de
mise sous
pression élastique de la bande par le poinçon peut suffire à engendrer
fissuration et
rupture de l'échantillon.
Sur ces matériaux, dans l'état postérieur au recuit décrit ci-dessus, on a
également
effectué un recuit à haute température dit recuit statique d'optimisation
destiné à
optimiser les caractéristiques magnétiques. Ce recuit a été fait sur les
rondelles en recuit
statique à une température de 850 C pendant trois heures
Ces essais ont permis d'obtenir les résultats reportés au Tableau 7, dans
lequel :
- test le temps de palier en min,
- e est l'épaisseur de la bande en mm,
- T est la température de recuit en C,
- VR est la vitesse de refroidissement jusqu'à une température inférieure à
200 C
en C/h,
- Hc est le champ coercitif en A/m,
- Nplis est le nombre de plis avant la casse,
- Déc. est la découpabilité,
- R02 est la limite d'élasticité conventionnelle mesurée en traction pure sur
des
échantillons normalisés, en MPa,
- Pertes (1) sont les pertes magnétiques en W/kg dissipées par les courants
induits lorsque l'échantillon est soumis à un champ magnétique variable qui,
dans le cas
présent, est un champ alternatif de fréquence 400 Hz induisant une induction
alternative
sinusoïdale grâce à l'emploi d'un asservissement électronique du champ
magnétique
appliqué, connu en lui-même de l'homme du métier, dont la valeur maximale est
de 2
Tesla. Dans le cas (1), le métal n'a subi que le recuit au défilé.
- Pertes (2) sont les pertes magnétiques en W/kg après le recuit
d'optimisation,
postérieur au recuit au défilé.
Tableau 7 : Effet de la température de recuit et de la vitesse de
refroidissement de la
bande en sortie du four sur les propriétés mécaniques et magnétiques
Pertes (W/kg)
tp e VR T Hc R02
N Nplis Déc. à 400 Hz
(min) (mm) ( C/h) ( C) (A/m) (MPa)
(1) (2)
1 1 0,2 35 000 700 1512 >20 B 1270 590
35
2 1 0,2 35 000 750 1114 >20 TB 1030 445
34,5
3 1 0,2 35 000 800 796 >20 TB 850
335 35
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4 1 0,2 35 000 850 175 >20 TB 490
123 34,5
5 1 0,2 35 000 900 143 >20 TB 470 108 37
6 1 0,2 35 000 950 271 >20 TB 540 146 44
7 1 0,2 5 000 700 1512 >20 B 1250
575 35,5
8 1 0,2 5 000 750 955 >20 TB 920
398 36
9 1 0,2 5 000 800 716 >20 TB 810 302
34
10 1 0,2 5 000 850 159 >20 TB 480 101
34,5
11 1 0,2 5 000 900 127 >20 TB 460 87
35
12 1 0,2 5 000 950 255 >20 TB 520 142 42
13 1 0,2 1 000 800 581 >20 TB 725
262 34,5
14 1 0,2 600 800 406 17 MO 622 193 34
15 1 0,2 600 850 143 15 MO 463 105 35
16 1 0,2 250 700 1194 >20 B 1150
513 34,5
17 1 0,2 250 750 279 7 MA 540 152 34
18 1 0,2 250 800 199 4 MA 500 129 35
19 1 0,2 250 850 127 3 MA 460 85 35
20 1 0,2 250 900 103 4 MA 430 80 38
21 1 0,2 250 950 191 4 MA 490 125 45
22 1 0,35 35 000 800 915 >20 TB 910 432
71
23 1 0,35 5 000 800 772 >20 TB 830 369
70,5
24 1 0,35 250 800 223 3 MA 505 159 71
25 1 0,1 35 000 800 676 >20 TB 795 274 28
26 1 0,1 5 000 800 581 >20 TB 730 241
27,5
27 1 0,1 250 800 1432 3 MA 470 79 28
28 0,5 0,2 5 000 800 1353 >20 B 1180 535
24,5
29 0,5 0,2 600 800 836 5 MA 880
344 35,5
2 0,2 5 000 800 302 >20 TB 560 161 35
31 2 0,2 250 800 119 4 MA 450 84 34,5
32 0,5 0,35 5 000 800 1432 >20 B 470 519
71,5
33 0,5 0,35 250 800 931 5 MA 920 442 71
34 2 0,35 5 000 800 326 >20 TB 590 199
71,5
2 0,35 250 800 143 4 MA 475 131 71,5
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A partir de ces essais, il a été mis en évidence la relation expérimentale
suivante,
associant le nombre de plis avant rupture et l'aptitude à la découpe sous
presse des
matériaux :
- un nombre de plis supérieur ou égal à 20 obtenu suite à un recuit au défilé
à une
température de palier supérieure ou égale à 720 C avec un temps de palier
supérieur à
30 secondes est associé à une très bonne découpabilité (essais 2-6, 8-13) ;
- un nombre de plis supérieur ou égal à 20 obtenu suite à un recuit au défilé
à une
température de palier inférieure à 720 C ou un temps de palier inférieur ou
égal à 30
secondes est associé à une bonne découpabilité (essais 1, 7, 16, 28, 32) ;
- un nombre de plis compris entre 15 et 20 est associé à une découpabilité
moyenne, encore admissible ;
- un nombre de plis inférieur à 15 est associé à une découpabilité mauvaise, à
éviter.
Ainsi, seules les conditions permettant d'obtenir des découpabilités moyenne
à
très bonne , donc des matériaux ayant supporté au moins 15 pliages successifs
sans
rupture, sont retenues.
Par ailleurs, ces essais montrent que, de manière surprenante, la vitesse de
refroidissement en sortie de recuit au défilé contrôle l'aptitude à la découpe
de la bande
recuite, et plus généralement sa fragilité vis à vis des opérations de mise en
oeuvre, la
limite critique se situant vers 600 C/h.
Il apparaît en outre les points suivants.
Aux vitesses de refroidissement élevées (35000 et 5000 C/h) le métal a
systématiquement une ¨au moins ¨ bonne découpabilité, voire très bonne pour
des
matériaux partiellement ou totalement recristallisés, c'est à dire soumis à
des
températures de recuit au défilé d'au moins 710 C. En dessous de 710 C (essais
1 et 7),
il serait également possible, en augmentant le temps de palier, d'obtenir une
recristallisation partielle, mais ce temps de palier devrait être de durée
importante, très
peu compatible avec un recuit au défilé industriel performant. Une température
de recuit
supérieure à 700 C, voire supérieure à 720 C, est donc favorable.
A 1000 C/h et surtout 600 C/h, la découpabilité se dégrade, mais elle reste
encore
suffisante. En revanche, dans tous les cas testés à 250 C/h, la bande casse
après un
nombre de plis très faible (souvent inférieur à 5), ce qui montre clairement
que les
matériaux deviennent alors fragiles et non découpables.
On considère qu'un refroidissement d'au moins 600 C/h permet d'obtenir une
bande de découpabilité satisfaisante.
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Ce contrôle de la découpabilité par contrôle de la vitesse de refroidissement
en
sortie de recuit au défilé industriel est confirmé non seulement pour une
épaisseur de
bande de 0,2mm, mais également pour des épaisseurs de 0,1mm et 0,35mm, amenant
à
la même limite ductile/fragile pour une vitesse d'environ 600 C/h.
Pour des temps de palier courts, inférieurs à 3min, et des températures de
recuit
inférieures à 720 C (essais 1, 7 et 16), les champs coercitifs des matériaux
obtenus sont
très élevés, d'au moins 150e, ce qui correspond à des matériaux très
principalement
écrouis et restaurés, sans cristallisation significative. Néanmoins, les
pertes magnétiques
dépassent les 500 W/kg. Il est donc préférable d'appliquer des températures de
palier
supérieures ou égales à 720 C, permettant d'obtenir, pour des temps de palier
inférieurs
à 3 min, des pertes magnétiques limitées (inférieures à 500W/kg pour une
épaisseur de
bande de 0,2mm).
Ainsi, les bandes magnétiques selon l'invention présentent avantageusement,
pour une épaisseur comprise entre 0,05mm et 0,6mm, des pertes magnétiques
inférieures à 500W/kg, de préférence inférieures à 400W/kg.
On constate également que des incursions à des températures trop élevées
situées dans le domaine austénitique par recuit au défilé (températures de
recuit
supérieures à 900 C, essais 6, 12 et 21) dégradent significativement les
pertes
magnétiques après un recuit supplémentaire à 850 C/3h. Aussi les recuits au
défilé sont
plus performants si leur température de palier est suffisamment éloignée de
950 C.
Les recuits à 900 C ne modifient pas ou peu les pertes magnétiques après
recuit
supplémentaire statique de 3h par rapport à des températures inférieures Ainsi
on
considère la zone de température de palier la plus pertinente est comprise
entre 720 C et
900 C.
Par ailleurs, outre le critère important de tenue à la découpe des tôles
recuites, il
est également important de produire des matériaux magnétiques ayant des pertes
magnétiques limitées aussi bien vis à vis des aspects de rendement énergétique
des
machines que des aspects thermiques d'échauffement localisés.
Deux points sont ainsi à distinguer.
Notamment, le procédé selon l'invention permet d'obtenir directement des
produits
(tels que des stators ou des rotors) découpés à partir de la bande recuite,
ayant déjà les
performances mécaniques de type HLE souhaitées avec les pertes magnétiques
nécessairement dégradées qui leur correspondent. Cependant les pertes
magnétiques
doivent rester à un niveau tel qu'on puisse évacuer la chaleur au rotor :
typiquement les
pertes magnétiques à 2T/400Hz pour une épaisseur de 0,2mm doivent être
inférieures à
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500W/kg, et de préférence inférieures à 400 W/kg. Le procédé selon l'invention
permet
bien d'atteindre de telles valeurs.
Par ailleurs, tandis que le procédé selon l'invention permet de découper
toutes les
pièces dans l'état de recuit défilé avec une limite élastique prédéfinie et
élevée
s'accordant par exemple avec les exigences du rotor, il est nécessaire
d'appliquer après
découpe, spécifiquement aux pièces découpées statoriques, un recuit
d'optimisation des
propriétés magnétiques (du type 850 C-3h sous H2 pur), le stator ayant besoin
généralement et principalement de très faibles pertes magnétiques. Or, il est
important
que les bandes fournies après recuit au défilé puissent restituer, après un
recuit
d'optimisation supplémentaire, les mêmes très faibles pertes magnétiques que
celles
qu'elles auraient eues directement par le seul recuit d'optimisation. Ces très
faibles pertes
sont de l'ordre de 35 W/kg à 2T/400Hz pour une épaisseur de bande de 0,2mm, 71
W/kg
pour une épaisseur de bande de 0,35mm et 28 W/kg pour une épaisseur de bande
de
0,1mm dans le cas de nuances industrielles et commerciales Fe-49 /0Co-2%V -0 à
0,1%Nb -0,003 à 0,02%C non refondues après une 1ere élaboration en lingot.
Ainsi, il est
souhaitable qu'après application d'un recuit supplémentaire de 850 C/3h aux
bandes
issues du recuit au défilé, les pertes n'excédent pas de plus de 20% les
pertes
magnétiques qui sont mesurées à l'issue d'un seul recuit conventionnel
statique de
850 C/3h. Le procédé selon l'invention permet également d'atteindre de telles
performances.
Pour étudier la potentielle influence de la composition de l'alliage sur les
propriétés
mécaniques et magnétiques, des essais similaires à ceux décrits en référence
au tableau
7, pour diverses compositions d'alliage. Pour ces essais, le recuit au défilé
a été réalisé à
850 C, avec un temps de palier de 1 min, et suivi d'un refroidissement à 5000
C/h, sous
H2.
Les compositions chimiques des échantillons utilisés, ainsi que les propriétés
obtenues sont reportées au tableau 8. Dans ce tableau, Js désigne
l'aimantation à
saturation, exprimée en Tesla.
Tableau 8: Influence de la composition sur les propriétés mécaniques et
magnétiques (1)
Echantillon A B C D E F G H
C 0,007 0,012 0,009 0,008 0,093 0,011 0,008 0,017
Mn 0,024 0,042 0,037 0,23 0,1 0,023 0,23
0,16
Si 0,045 0,037 0,42 0,09 1,7 0,062 0,09
0,31
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S 0,0021 0,0027 0,0075 0,0021 0,0018 0,0017 0,0021 0,0016
P 0,0033 0,0025 0,0028 0,0041 0,0023 0,0035 0,0041 0,0026
Ni 0,14 0,18 0,12 0,09 0,08 0,022 0,09 3,7
Cr 0,026 0,036 0,032 0,017 0,67 0,012 0,017
0,32
Mo <0,005 <0,005 <0,005 <0,005 <0,005 <0,005 <0,005 <0,005
Cu 0,011 0,01 0,088 0,033 0,037 0,026 0,033 0,027
Co 48,63 48,61 48,52 50,05 27,05 48,72 50,05 48,69
V 1,98 1,59 2,03 0,98 0,04 1,55 1,4 1,92
Al <0,005 <0,003 <0,004 <0,004 <0,004 <0,004 <0,004 <0,004
Nb 0,04 0,119 0,31 0,006 0,16 0,003 0,006 0,04
Ti <0,005 0,0015 0,009 0,0013 <0,0005 <0,005 0,0013 0,0015
N2 0,0046 0,0027 0,0017 0,0034 0,0038 0,0043 0,0034 0,0048
Ta <0,0008 0,058 0,032 0,032 <0,0008 <0,0008 <0,0008 <0,0008
Zr <0,0008 <0,0008 <0,0008 <0,0008 <0,0008 <0,0008 0,32
<0,0008
B <0,0006 <0,0005 0,005 0,04 <0,0006 <0,0006
0,0007 0,0013
Fe 48,9 49,1 47,915 48,15 71,94 48,56 47,74 44,8
W <0,005 <0,005 <0,005 <0,005 <0,005 0,6 <0,005 <0,005
Js (T) 2,35 2,36 2,32 2,37 2,28 2,34 2,36 2,26
Hc (A/m) 159 541 668 772 414 151 271 127
Nplis >20 >20 >20 >20 >20 >20 >20 >20
Déc. TB TB TB TB TB TB TB TB
R0.2
480 845 960 1045 625 530 640 530
(MPa)
Pertes
(W/kg) à 101 245 295 334 197 102 146 93
400 Hz (1)
Pertes
(W/kg) à 34,5 38 42 45 81 36 38,5 33
400 Hz (2)
Inv? OUI OUI OUI OUI OUI OUI OUI OUI
Toutes les compositions de ce tableau sont conformes à l'invention.
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L'exemple A correspond à un alliage de même composition que celui utilisé pour
les essais donnés dans le tableau 7. L'exemple A est donc identique à l'essai
10 de ce
tableau 7.
L'exemple B intègre une baisse du pourcentage de vanadium et des ajouts de
5 niobium et de tantale, ce dernier étant utilisé pour remplacer le rôle de
modérateur de la
mise en ordre du vanadium, tandis que le niobium est un inhibiteur de
croissance
permettant de limiter la germination de la recristallisation et la croissance
de grain
conjointement au recuit au défilé. On voit ainsi que les performances sont
dans la plage
des propriétés visées et en même temps décalées vers des limites élastiques et
pertes
10 magnétiques plus élevées comparées à l'exemple A.
L'exemple C contient plus de Si, S, Nb, Ta et B que l'alliage de référence A
tout en
étant conforme à la plage de propriétés visées : le silicium ajouté modérément
durcit un
peu le métal par sa présence en solution solide tandis que le bore et le
soufre précipitent
aux joints de grain et le niobium ralentit la cristallisation/croissance. Ceci
engendre un fort
15 ralentissement de la cristallisation, visible sur la limite élastique
plus importante, ainsi
qu'un accroissement acceptable des pertes magnétiques.
L'exemple D montre des additions plus fortes de Mn et B tandis que le tantale
reste au même niveau que dans l'alliage C, et que le vanadium est abaissé à
1%. Les
performances sont toujours conformes à l'invention. L'addition beaucoup plus
forte de
20 bore entraîne un fort piégeage de germes et de joints de grains, ce qui
accroît encore les
limites élastiques et pertes magnétiques.
L'exemple E a subi de fortes additions de C, Si, Cr et Nb tandis que le
pourcentage de cobalt est ramené à 27%, ce qui en fait un alliage sensiblement
moins
performant magnétiquement, mais aussi beaucoup moins cher. Le pourcentage de
25 vanadium est ramené à un très bas niveau car il n'y a plus de mise en
ordre fragilisante
pour un tel pourcentage de cobalt. Les performances magnétiques obtenues
demeurent
encore dans la plage de propriété visée, même si les pertes magnétiques après
recuit
supplémentaire d'optimisation magnétique atteignent un niveau assez élevé (81
W/kg)
mais néanmoins conforme aux propriétés visées (<100W/kg).
30 Dans l'exemple F, une partie du vanadium est remplacé par du tungstène,
par
comparaison avec l'alliage A de référence. Les performances n'en sont que peu
changées, et en tout cas restent dans la plage des propriétés recherchées.
Dans l'exemple G, une partie du vanadium est remplacé par du zirconium. Zr
étant
un inhibiteur de germination et croissance de grain un peu moins puissant que
Nb, on voit
que les valeurs de limite élastique et de pertes magnétiques sont accrues (par
rapport à
l'alliage A), et en tout cas dans le spectre des propriétés visées.
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Dans l'exemple H plus de 3%Ni est ajouté ce qui est connu pour accroître
encore
la ductilité du matériau ainsi que la résistivité électrique. Cependant
l'aimantation à
saturation s'en trouve réduite mais encore conforme à l'invention, comme
toutes les
autres propriétés caractérisées.
A titre de comparaison, des essais similaires ont été réalisés pour des
compositions d'alliage non-conformes à l'invention.
Les compositions chimiques des échantillons utilisés, ainsi que les propriétés
obtenues, sont reportées au tableau 9.
Tableau 9: Influence de la composition sur les propriétés mécaniques et
magnétiques (2)
Echantillon I J K L M N 0 P
C 0,008 0,012 0,008 0,013 0,001 0,007 0,0011 0,0016
Mn 0,22 0,013 0,028 0,067 0,011 0,019 0,028
0,022
Si 0,033 0,017 0,13 0,039 3 2 0,03 0,019
0,033
S 0,0028 0,0018 0,0017 0,0031 0,0019 0,0037 0,0022 0,0012
P 0,0027 0,0037 0,0023 0,0025 0,0022 0,0041 0,0038 0,0024
Ni 0,1 0,14 0,11 0,16 0,16 0,23 0,18
6,03
Cr 0,025 0,052 3 52 3 8 0,031 0,049 0,016
0,011
Mo <0,005 0,025 <0,005 <0,005 <0,005 <0,0050 <0,005 <0,005
Cu 0,018 0,032 0,022 0,018 0,031 0,011 0,017
0,012
Co 15 1 48,64 48,59 48,49 48,67 48,58 48,81
48,71
V <0,005 3 81 <0,005 1,93 <0,005 1,97 1,93
1,98
Al <0,005 <0,005 <0,005 <0,005 <0,005 <0,005 <0,005 <0,005
Nb <0,001 <0,001 <0,001 <0,001 <0,001 0 65
<0,001 <0,001
Ti <0,005 <0,005 <0,005 <0,005 <0,005 <0,005 <0,005 <0,005
N2 0,0038 0,0029 0,0031 0,0044 0,0028 0,0024 0,0018 0,0028
Ta
<0,0008 <0,0008 <0,0008 <0,0008 <0,0008 <0,0008 <0,0008 <0,0008
Zr
<0,0008 <0,0008 <0,0008 <0,0008 <0,0008 <0,0008 <0,0008 <0,0008
B <0,0006 <0,0006 <0,0006 <0,0006 <0,0006 <0,0006 0 11
<0,0006
Fe 84,49 47,25 47,585 45,47 47,89 50,41 48,88 43,19
W <0,005 <0,005 <0,005 <0,005 <0,005 <0,005 <0,005 <0,005
Js (T) 2 22 2,29 2,26 2 21 2 23 2,33 2,34 2
23
Hc (A/m) 143 955 255 382 163 446 573
836
Nplis 20 18 1 20 2 20 1 20
Déc. TB B MA TB MA TB MA TB
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R0.2
485 526 509 497 577 620 823 580
(MPa)
Pertes 146 442 123 162 88 213 268 395
Pertes
127 373 32 25 28 143 77 328
Inv? NON NON NON NON NON NON NON NON
L'exemple I, pour lequel la composition comprend 15% de Co, sature à Js =
2,22T
ce qui est en dessous de la limite minimum de 2,25T souhaitée. Cela montre
l'intérêt
d'avoir au minimum 18% de Co. En effet les alliages FeCo sont recherchés pour
leur
haute aimantation à saturation qui leur permet de réduire les masses et
volumes des
machines électrotechniques dans les systèmes embarqués (spatial, aéronautique,
ferroviaire, automobile, robotique...).
La composition selon l'exemple J contient 3,8% de vanadium, ce qui excède la
limite maximum de 3 /0V+W. Avec un tel pourcentage, on pénètre de façon
importante
dans le domaine biphasé a+y, ce qui engendre une forte dégradation des
performances
magnétiques après recuit supplémentaire d'optimisation des performances (850
C/3h), en
les plaçant bien au dessus de la limite souhaitée de 100W/kg.
La composition selon l'exemple K contient 3,5% de chrome, mais pas de
vanadium, ce qui lui permet de présenter une aimantation à saturation
suffisante (2,26T)
mais une très mauvaise aptitude au pliage et à la découpe. Cela est dû au fait
que
contrairement au vanadium, le chrome n'a pas la capacité de ralentir la mise
en ordre
fragilisante du FeCo autour de 50 /0Co +/-25%. Les bandes laminées à chaud
puis à froid
puis recuites au défilé sont donc fragiles.
L'exemple L contourne le précédent problème en réintroduisant 2% de vanadium,
comme dans l'alliage de référence A, avec en plus, et comme dans l'exemple
précédent
K, un pourcentage en chrome supérieur à 3%. Le métal devient ductile et
découpable
après recuit au défilé, mais le taux d'addition d'éléments non magnétiques est
trop élevé
et, par dilution des moments magnétiques atomiques du fer et du cobalt,
l'aimantation à
saturation Js devient inférieure (2,21T) à la limite inférieure requise de
2,25T.
La composition selon l'exemple M ne contient pas de vanadium mais contient
3,2% de silicium. Avec un tel pourcentage, l'alliage n'est plus du tout
ductile, car le
silicium ne ralentit pas la mise en ordre fragilisante comme le fait le
vanadium. Au
contraire, le silicium durcit l'alliage et le fragilise par une tendance à la
mise en ordre vers
le composé stoechiométrique Fe3Si. De plus, un pourcentage de 3,2% de silicium
fait
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passer l'aimantation à saturation Js en dessous de la limite minimum de 2,25T
(en effet Si
est un élément non magnétique et dilue donc les moments magnétiques de Fe et
Co).
La composition selon l'exemple N contient 2% de vanadium, tout comme l'alliage
A de référence, et contient en outre 0,65% de niobium, ce qui est supérieur à
la limite de
0,5% selon l'invention. Or, le niobium est connu non seulement comme
inhibiteur puissant
de la germination, recristallisation et croissance de grain, mais aussi comme
créateur de
carbonitrures de Nb et de phases de Laves (Fe,Co)2Nb, lorsque le pourcentage
de
niobium devient important. Ces phases et précipités ralentissent encore la
migration des
joints de grains, mais surtout détériorent les propriétés magnétiques par
ancrage efficace
des parois de Bloch. Ceci entraîne des pertes élevées (143W/kg) après recuit
supplémentaire d'optimisation des performances magnétiques.
La composition selon l'exemple 0 contient 0,11% de bore, soit bien au dessus
de
la limite maximale de bore selon l'invention (0,05%). Ceci entraîne une très
grande
fragilité du matériau au pliage et une mauvaise découpabilité : La
précipitation de borures
de Fe et Co est telle que les grains sont fragilisés et que le métal a perdu
toute ductilité.
L'exemple P explore l'addition importante de nickel (6,03 %) tandis que la
composition reste par ailleurs très semblable à l'alliage de référence A : non
seulement
l'aimantation à saturation devient trop faible (2,23 T < 2,25T minimum), mais
les pertes
magnétiques après recuit supplémentaire d'optimisation des performances
magnétiques
(850 C-3h) deviennent très élevées (328 W/kg). Le nickel stabilise en effet la
phase y, et
un tel alliage provoque la forte présence de phase y non magnétique au milieu
de la
phase ferritique ferromagnétique. Le matériau est en conséquence peu doux
magnétiquement et les pertes magnétiques sont très importantes.
Les essais des tableaux ci-dessus montrent que le procédé selon l'invention
permet de produire par recuit au défilé industriel une bande mince FeCo
découpable en
forme complexe, par exemple à la presse, tout en permettant d'obtenir des
limites
élastiques dans une très large plage possible ¨ typiquement 450 à 1150MPa ¨
sans
excéder des pertes à 2T/400Hz de 500W/kg (pour une épaisseur de 0,2mm), et de
préférence moins de 400W/kg, tout en garantissant que des pertes magnétiques
très
.. faibles puissent être retrouvées après un recuit supplémentaire
conventionnel statique
850 C.
Ces propriétés sont obtenues si :
- la composition chimique est conforme à l'invention,
- la vitesse de refroidissement du métal en sortie de recuit au défilé et
déterminée
.. entre la température de palier et 200 C est d'au moins 600 C/h, et de
préférence au
moins 1000 C/h
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- la température de palier est d'au moins 700 C, de préférence au moins 720 C,
- la température de palier est d'au plus 900 C.
Enfin on a effectué des essais de vieillissement à 200 C avec des temps de
maintien de 100 heures et de 100 heures + 500 heures cumulées. Ces essais ont
été faits
à 200 C parce que cette température correspond à peu près à la température
maximale
à laquelle peuvent être soumis des matériaux constituant les culasses de
machines
électrotechniques tournantes utilisées dans des conditions normales de
fonctionnement.
Pour cela on a fait des essais avec un alliage du type AFK502R pour deux
qualités
standard correspondant à des recuits statiques de 760 C pendant deux heures et
850 C
pendant trois heures, et pour des bandes selon l'invention correspondant à des
recuits au
défilé à la température de 880 C pour trois vitesses de défilement : 1,2 m par
minute, 2,4
m par minute et 4,8 m par minute dans un four ayant une longueur utile de 1,2
m. Au
cours de ces essais, on a mesuré B 1600 (l'induction magnétique pour un champ
de
1600A/m), le rapport Br/Bm de l'induction magnétique rémanente à l'induction
magnétique
maximale et le champ coercitif H. Les résultats sont reportés au tableau 10.
Tableau 10 : Essais de vieillissement
Recuit Durée B 1600 (Tesla) Br/Bm Hc
vieillissement à (A/m)
200 C
0 h 2,2070 0,71 97
Statique à
100h 2,1700 0,75 102
760 C/2 h
100 h + 500 h 2,1600 0,75 107
0 h 2,2500 0,62 45
Statique à
100h 2,1850 0,68 58
850 C/3 h
100 h + 500 h 2,2000 0,69 58
Défilé 880 C 0 h 1,8200 0,55 83
v= 1,2 m/min 100h 1,7700 0,48 88
100 h + 500 h 1,7750 0,49 85
0h 1,7650 0,41 96
Défilé 880 C
100h 1,8250 0,57 75
v= 2,4m/min
100 h + 500 h 1,8350 0,59 74
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Défilé 880 C 0 h 1,6450 0,82 684
v= 4,8 m/min 100h 1,6650 0,83 652
100 h + 500 h 1,6600 0,83 644
Les résultats montrent que, pour les échantillons recuits en statique,
l'induction B
pour un champ de 1600 A/m décroît de 2 % à la suite du recuit, tandis que le
champ
coercitif Hc croît de10 % (Traitement thermique à 760 C) ou de 25 %
(Traitement
thermique à 850 C).
Pour les échantillons recuits au défilé, l'induction B pour un champ de 1600
A/m,
varie d'au plus 2 % à la suite du recuit et le champ coercitif Hc d'au plus 23
%.
Ces résultats montrent que les alliages recuits au défilé ne sont pas plus
sensibles
au vieillissement que les alliages recuits en statique. Ainsi, avec un alliage
tel que défini
plus haut, c'est-à-dire contenant de 18 à 55% de Co, de 0 à 3% de V + W, de 0
à 3% de
Cr, de 0 à 3% de Si, de 0 à 0,5% de Nb, de 0 à 0,05% de B de 0 à 0,1% de C, de
0 à
0,5% de Ta + Zr, de 0 à 5% de Ni, de 0 à 2% de Mn, le reste étant du fer et
des impuretés
résultant de l'élaboration et notamment un alliage du type AFK502R, on peut
fabriquer
des composants magnétiques et notamment des blindages magnétiques, en
découpant
.. par découpe mécanique des pièces dans des bandes laminées à froid recuites
en continu
pour obtenir les caractéristiques mécaniques souhaitées compte tenu de
l'application
envisagée et, selon cette application, en effectuant ou en n'effectuant pas
sur ces pièces
découpées éventuellement assemblées, un recuit complémentaire de qualité
destiné à
optimiser les propriétés magnétique de l'alliage.
Pour chaque application et chaque alliage particulier, l'homme du métier sait
déterminer les caractéristiques mécaniques et magnétiques souhaitées, ainsi
que
déterminer les conditions particulières des différents traitements thermiques
qui
permettent de les obtenir. Bien évidemment, les bandes laminées à froid sont
obtenues
par laminage à froid de bandes laminées à chaud hyper-trempées pour conserver
une
structure essentiellement désordonnée. L'homme du métier sait fabriquer de
telles
bandes laminées à chaud.
En outre, un traitement thermique d'oxydation peut être réalisé afin d'assurer
l'isolement électrique des pièces d'un empilement comme cela est connu de
l'homme du
métier.
L'homme du métier comprendra l'intérêt de ce procédé qui permet d'une part de
réduire le nombre de nuances d'alliage nécessaires pour répondre aux divers
besoins des
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utilisateurs, et d'autre part de réduire très significativement le nombre de
traitements
thermiques statiques à effectuer sur les pièces découpées.
Par ailleurs, l'homme du métier comprendra que les compositions chimiques
indiquées ne définissent par une borne inférieure et une borne supérieure que
les
éléments devant être présents. Les limites inférieures des teneurs en éléments
optionnellement présents ont été fixées à 0%, étant entendu que ces éléments
peuvent
toujours être présents au moins à l'état de traces, plus ou moins détectables
avec les
moyens d'analyse connus.
