Conditions extrêmes et risques industriels : l’enfer des hautes températures… (3e partie)
Comment les hautes températures impactent-elles les matériaux métalliques ? Le choix des matériaux a bien entendu une incidence, mais également les traitements thermiques réalisés qui permettront d’obtenir les structures métallurgiques en vue d’obtenir les caractéristiques mécaniques nécessaires aux conditions de travail. De leur côté, les traitements de surface permettront aux systèmes travaillant à hautes températures dans un environnement agressif, de lutter contre les phénomènes de corrosion catastrophiques et de limiter l’échauffement des produits par le biais de d’écrans thermiques. Nous verrons ici les principaux problèmes rencontrés, comment les prévenir et présenterons un cas concret sur les aubes de turbines en soulignant l’importance du design produit.
Tableau 1 : Ordres de grandeur concernant les températures limites basses de ce que l’on nomme travail à chaud.
Tableau 2 : Température limite basse en prenant en compte les risques de fluage.
Figure 1 : Évolution de la résistance spécifique en fonction de la température [16].
Figure 2 : Mise en évidence du durcissement secondaire ou structural selon les alliages.
Figure 3 : Mise en évidence du dichromate de sodium sur un acier réfractaire (330 Cb) après 6 mois d’utilisation dans un four à tapis de cémentation [12].
Figure 4 : Coupe transversale (× 5 000) et cartographie X des éléments d’un élément de four utilisé pendant moins de 6 mois. Observation micrographique de la matrice précipitée [12].
Figure 5 : Micrographie du fil de 330 Cb oxydé à 900 °C sous Ar-5 %H2 pendant 144 heures. Coupe (x 5 000) et cartographie X des éléments [12].
Figure 6 : Formation de Cr203 et de SiO2 à 900 °C sur un acier contenant 17%Cr et 0,5 %Si [3].
Figure 7 : Effet des éléments interstitiels sur la dureté et l’allongement d’un alliage de titane (CP-titanium). (Carré : « N » – Rond : « O » – Triangle : « C ») [11].
Figure 8 : Variation de la dureté de surface d’un alliage TA6V exposé à 700 °C pendant 500 heures [14].
Figure 9 : Micrographie du Ti-X %Si + Al chauffé à 850 °C 24 heures dans l’air. Coupe (x500). Coupe et pointés EDS dans les différentes sous couches (% atomique) [4].
Figure 10 : Températures d’un moteur civil et rendement d’une turbine à gaz en fonction de la température d’entrée [20 ; 9 ; 1].
Figure 11 : Évolution de la température d’entrée et du taux de poussée des turbines entre 1960 et 2000 [8 ; 9].
Figure 12 : Conditions de travail et phénomènes thermiques, chimiques et mécaniques associés [9].
Figure 13 : Données expérimentales, pour un superalliage base nickel, corrélant la température et les contraintes de service appliquées [6].
Figure 14 : a) Schéma d’un essai de fluage [2]. b) Résultat d’un essai de fluage [6].
Figure 15 : Diagramme d’Ashby : Représentation schématique des mécanismes de déformation [19].
Figure 16 : Comparaisons des courbes d’iso-vitesse de déformation pour du nickel pur avec des tailles de grains de 1 mm et 0,1 mm [22].
Figure 17 : Évolution microstructurale des superalliages base nickel pour aubes de turbine et incidence sur les résultats de fluage [5 ; 22].
Figure 18 : Solidification dirigée : principe du procédé de fonderie à la cire perdue avec sélecteur de grain développé pour la solidification monocristalline [15 ; 19].
Figure 19 : Évolution de la résistance au fluage des superalliages à base nickel pour aube depuis leur création : température à laquelle chaque matériau à une durée de vie de 1 000 h sous une charge de 137 MPa en fonction des années de développement [7].
Figure 20 : Évolution des techniques de refroidissement depuis la création des aubes jusqu’en 2010 [8 ; 21].
Figure 21 : Représentation schématique d’un système multicouche en vue d’une barrière thermique [17 ; 18].
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