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UNIVERSITE McGILL
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ETUDE DE LA RESISTANCE A' L'ABRASION DE BOULETS
DE BROY~GE EN FONTE BLANCHE ALLIEE ;t'l
PIERRE BASTIEN
DEPARTEMENT DE GENIE MINIER ET METALLURGIQUE
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. THESE SOUMISE A LA FACULTE DES ETUDES GRADUEES ET DE LA RECHERCHE
POUR LA· SATISFACTION PARTIELLE AUX EXIGENCES REQUISES
POU~'OBTENTION DU DIPLOME DE MAITRISE EN INGENIERIE
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® AVRIL 1982
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REMERCIEMENTS
Je remercie l'Université McGill et la Société Fer et Titane
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Ine. pour leur indispensable so~ien financier, 1e$ professeùfs, les
techniciens et les étudiants gradués du département de Genie métallurgi-
que de l'Universita McGil1 pour leur aife technique et l'atmosphère ami
cale dont ils m'ont entouré et enfin plts spécialement, le Dr. Drew et
mon-directeur de recherche, le professeur Williams, dont le support, les
conseils et'la patience m'ont aidé à mener ce travail à bien.
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RESUME
Les fontes blanches martensitiques utilisées commè matériau
de b~yage contiennent ,une grande qu~ntité d'élémen~s d'alliage coûteux.
Une f~on d'économiser serait da. remplacer une partie de 'ces éléments·
d'alliage par du manganèse, un élément moins coûteux.
L'objectif du présent travail! basé. sur des travaux antérieurs
consacrés à des fontes au manganèse, est d'examiner les effets que pour-. , rait"avoir l'addition de chrome'à ces fontes.
Pour ce faire, des boulets de broyage de vingt compositions
chimiques différentes furent coulés dans un moule métallique puis soumis
à un test d'abrasion. La teneur en manganèse des. boulets variait de '"
2,0 à 5,5% en poids, celle en chrome de 0,0 à 3,0% et celle en carbone
était d'environ 3,2%.
Le manganèse est un élément stabilisateur de la phase austéni-
tique. Les boulets contenant plus de 4% de manganèse présentaient une
microstructure avec de l'austénite retenue, de la perlite très fine et
un peu de martensite. L'austénite>trop stable, n'a que très peu répondu
au traitement thermique de recuit uti1is€. Les divers alliages, traités
~ non thermiquement, n'ont pas montré une très bonne résistance à l'a
br~ion. Le seul effet notable de la présence de chrome, quand les ~
teneurs Sol supérieures à 1% en poids, a été l'élimination de la forma-
tion de carbures secondaires.
Les boulets contenant moins de 4% du poids en manganèse ont une
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m:4~rostructure perlitique,. L'addition de chrome à ces alliages a un ;': .." Il
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effet bénéfiqué important sur la résistance à l'abrasion. Les meilleurs , 1
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échantillons presentent une résistance à 11' abrasion trè~ proche de
celle des meilleurs ~ouletB commerciaux •
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ABSTRACT
Martensitic White cast irons used as grinding media contain 1
much cost1y a110y1ng elements. A way to save money i8 to replace a part
of these elements with Mangaue~e, a less expensive element • ..-The goai of the present work. a continuation of past researches
on Manganese white cast irons, was to study the effects of Chromium . additions on these compositions.
Grinding balls of 20 diffelent chemical compositions were chilI
cast and tested for their abrasion resistance. Manganese leve1 varied
from 2,0% to 5,5% weight, the CQromium content was between 0,0 and 3.0
wéight percent while carbon content was kept approximately qonstant
around 3,2%.
~ Manganese being a gamma-stabi1izing element. the microstructure
of.balls containing more than'4,07. Mn had a ~ot of retained austenite,
fiqe pearl~te and some martensite. The austenite, over-stabilized, did ,
not react mu ch' '1:0 the low-:temperature tempering heat-treatmént. AlI
the' -heats, as cas t or heat treated, did 'no,l: have a very good abrasion . .' '.
resistance. The, only apparent effect of Chromium additions was to ,
prevent the formation of secondary carbides with Chromium contents over
1%. , .
BalI ùnder 4% Manganesé content.had a perlitic microstructure.
Important beneficial effects on their abrasion resistance were noticed
with Chromium additions. The best specimens had an abrasion resistance
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t only slightly inferior to the best commercial balls. ,
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TABLE DES MATIERES
REMERCIEMENTS
RESUME
ABSTRACT . .'
TABLE DES MATIERES
LISTE DES FIGURES .
LISTE DES TABLEAUX
CHAPITRE I - THEORIE DE LA RESISTANCE AL' ABRASION
INTRODUCTION: DEFINITION D'USURE
1.1 - DIFFERENTS TYPES D'USURES
1.2 - L'ABRASION DANS L'INDUSTRIE MINIERE".
1.3 - LES MECANISMES DE L'USURE ABRASIVE.
1.4 - LES DIFFERENTES SORTES D'ABRASION
1.5 - LES EFFETS DE L'ABRASIF SUR L'ABRASION
a) dureté de l'abrasif b) taille des particules é) quantité d'abrasif d) force appliquée' • . . e) conclusion.. . • . .
1.6 - FACTEURS AFFECTANT LA RESISTANCE A L'ABRASION DES METAUX . • . . .
a) dureté initiale b) dureté après écrouissage • c) -module' de Young •..• d) comP?,sition chimique,. • • • • • e) conclusion. •. • •
1. 7 - DU,CTIL ITE
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iv
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1.8 - EFFETS DE LA C9MPOSITION CHIMIQUE, DU TRAITEMENT THERMIQUE ET DE LA MICROSTRUCTURE RESULTANTE SUR LA RESISTANCE AL' ABRASION DES METAUX FERREUX
A) Les Aciers
1. les aciers perlitiques 2. les aciers martensitiques 3. les aci~rs austénitiques
B) Les rontes blanches
1. introduction 2. les fontes blanches perlitiques 3. les fontes blanches martensitiques ..
"
a) b) c)
li, les fontes au nickel-chrome ou Ni-hard les fontes à haute teneur en chrome . fontes martensitiquef à basse teneur en éléments d 1 alli~e . . . .
1.9 - LE M-\NGANE~E pANS LES FONTES BLANCHES
1.10- BROYAGE • • • • • • •
Les facteurs affectant l'abrasion et dépendant du broyeur à boulet . . • • . • • • • • • • • • . •
1.11- tESTS POUR EVALUER LE MATERIAU DES BOULETS DE'BROYAGE
a) tes t à grande éch~lle . • • • j •
b) test des boulets marqués c) tests en laboratoire
CHAPITRE II - DESCRIPTION DU PRESENT TRAVAIL •
2.1 - BUT ••
2.2 - TEST
2.3 - VARIABLES •
CHAPITRE III - PROCEDURE EXPERIMENTALE
3.1 - LI ELABORATION DES BOULETS • •
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a) b) c)
-d) e) f)
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.le moule le four .' le support du moule les thermo-couples les "matériaux de base •
,
....
prodecure de coulée de~ boulets • - preparation avant la coulée • • • • - la coulée. " • .
3.2 - LES ANALYSES CHIMIQUES •. " •
3. 3 - LE TRAITEMENT THERMIQUE DES BoULETS • • . •
3.4 - LE TEST n'ABRASION
a)
b) c) d) e)
les boulets . • . •
1. Les boulets de comp'araison (ou de référence) 2. Préparation 4es boulets . • .••
l'identification des boulets 1
le broyeur .1 l'abrasif . • . . " • . • "
1
broyage liquide • • • . • 'j - la char~e du broyeur '1 •
- importance de· la proportion o;e matière solide dans la charge du broYieur ".' •
- calcul du pourcentage de mat ère solide routine des opérations pendant l test d'abrasion
3.5 - TESTS DE DURETE • " . 3.6 - METALLOGRAPHIE
Pase
'36 39 42 42 45 45 4S 48 .
49
49
50
50
50 50
51 52 56 56 56
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60
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CHAPITRE IV - RESULTATS EXPERIm:NTAUX , 62
'4.1 - METAlLOGRAPHIE •••• • • • • • • 1 . . ,
:~ :~;e~:a~~t~~~~::;:~ the~iq~e' f : : c) microstructure des boulets comme ciaux
4.2 - LE TEST D'ABRASION •••••••• 1. : •.
62
62 74 81
81 ~ . '. . a) définition d'un in~x d'abrasion b) résultats du test d'abrasion
81 82
c) observations générales 89
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4 ~ 3 - TESTS DE DURETE • • • • • • • " 1
CHAPITRE V - DISCUSSION DES RESULTATS
5~1 - VALIDITE DU TEST D'ABRASION 1
5 .2 POROSITE
5 3 DETACHEMENT DE MATERIAU
5 4 - CORROSION • ~:1' '\
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)
5 5 COMPOSITION CHIMIQUE, DURETE, RESISTANCE AL' ABRASION ET MICROSTRUCTURE .' • .' •
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a) résumé des résultats' •.• . . • relation entre la 'résistance à l'abrasion
89
95
95
98
98
99
102
102
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Il et la composition!' chimique •..• . . . relation entre 1a~ résistance à l'abrasion et la microstructure
• • y,,' '1
102 ft r;
- dureté .•• • . • • b). discussion des résultats
- relations observées entre la teneur en manganèse, la présence d' austénite et
103 • •• 103
103
la résistance à l'abrasion •... • . 103 - relatiOns observées entre la teneur en
chrome, les caractéristiques de la matrice et la résistance à l'abrasion . . . • • 105
- effets du traitement thermique • . . • 106
CHAPITRE VI - SUGGESTIONS POdR DE FUTURS TRAVAUX 108
CHAPITRE VII - CONCLUSIONS DU TRAVAIL J
,APPENDICE l - CALCUL DE L'ABRASION EN UNITES DE POIDS PAR UNITE DE SURFACE .'. • • • • • • •
110
112
APPENDICE II - TABLEAU COMPLET DES RESULTATS DU TEST D' ABRAStON. 114
BIBLIOGRAPHIE "
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LISTE DES FIGURES ,
1 Abrasion relative d'un acier à .0.8% carbotle, après ., trois différents traitements thermiques, en fonc tion de la dureté de l'abrasif ••. • . . • • . . • . .
2 Effet du rapport dureté de l'abrasif/dureté du matériau sur la résis tance à l'abrasion. • . . . • • • • • . • • •
3 Perte de matériau moyenne en fonction de la force appliquée . . . . . . . . . . . . .
4 Abrasion relative en fonction de la dureté de la surface écrouie . . . . . . . . .
5 Abrasion rel ative en fonction de la teneur en carbone pour des matériaux ferreux
6 Plan du moule-'plan • . .
7 ,4'" Plan du moule-élévation
8 Le moule ouvert
9 Le four
10 Plan du support du moule
11' - Le moule, son support et le brûleur ":"
12 - Le broyeur. . . . • . .
13, 14 - Métallographie, environ 2,4% de Manganèse
15, 16 Métallographie, environ 3,2% de Manganèse
. .
.
17,18,19,20- Métallographie, environ 4,1% de Manganèse
21 - Métallographie, 5,5% de Manganèse
22, 23 - Effet du traitement thermique
24 - Dimension des grains près de la surface d'un boulet
25, 26, 27 - Microstructure des boulets commerciaux ••.
. . .
. . .
6
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28 - Deux boulets de fonte Ni-hard ayant montré une porosité ex~essive •••••••.••• ••. •
29 - Distr~bution granulométrique du sable de silice après différentes périodes de broyage . . . . • . . ',' • •
30 Les différents types de boulets après avoir été dans un milieu humide pendant quelques jours • • • . • • • • •
31 - Les mêmes boulets après avoir été nettoyés de leur
Page
88
97
101
couc;he ,d 'oxyde • .!. -. . . . . . . . . . . . . . . . . .. 101
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LISTE DES TABLEAUX
l Consommation de matéria4 p~ur le concassage et le broyage dans la mine Climax Molybdenum • • • . •
II - ,; Comparaison de IJ ~onsommation de boulets de broyage faits d' acier fo~~é, cl' acier coulé et de fonte • • •
III - Analyse chimique des matériaux de base
IV - Distribution granulométrique du sable de silice
v Analyse chimique des différentes coulées
VI Résultats du test d'abrasion
VII - Les dix groupes de boulets ayant montré la meilleure performance, selon la méthode de calcul de l'index
27
28
46
57
64
83
d'abrasion relative . • . • • • • • • . • 90
VII 1-
IX -
Résistance à l'abrasion et dureté Rockwell C en fonction de la teneur en Manganèse et en Chrome •
Résistance à l'abrasion et dureté Rockwell C des boulets commerciaux • • • • • • . • • • • • • • •
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CHAPITRE l
THEORIE DE LA RESISTANCE ALI' ABR,AS ION , , ,
INTRODUCTION
Avec la fatigue et la corrosion, l'usure est l'une des trois
'plus importantes causes de la détérioration des matériaux dans l'indus-
trie et représente un coût ~mportant qui doit être minimisé.
o c'est aU8~i celui de ces mécanismes auquel les chercheurs se
sont intéressés le plus tard. Par conséquent, le vocabulaire utilisé o ..
n'est pas entièrement unif0rtIle, il Y a peu de. test,s standardisés pour
évaluer les matériaux et donc chaque laboratoire utilise ses propres
méthodes de mesure.
Enfin, il Y a tellement de facteurs dont il faut tenir compte
qu'on ne peut appliquer qu'avec prudence à une situation pratique des
résultats obtenus en laboratoire.
DEFINITION -tE L'USURE
L'usure peut être définie comme l'arrachement de matériau
d'une surface solide causé par une ac t{on méca\e.
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1.1 - DIFFERENTS TYPES D'USURE
Pour en faciliter la compréhension~ l'usure a été classée en ,
4 grandes câtégories qui se distinguent par les mécanismes mis en jeu
(1,2,3,4) •
L'usure abrasive (ou abrasion) est celle où l'arrachement de matériau «
est causé par l'action mécanique de particules discrètes en contact j •
avec la surface détériorée (5,6).
Il Y a usure adhésive quand il y a arrachement des aspérités de deu*
surfaces qui glissent l'une sur l'autre. Ce ma~ériau arraché peut éven-
tuellement causer de l'abrasion (1,3).
Usure corrosive est un termé utilisé quand une .situation d'usure abra-
sive ou adhésive est compliquée par une attaque chimique de +a surface
(1) •
.. Enfin quand l'application cyclique de forces mécaniques cause la forma-
tion ae fissures superficielles et ~ltimement une perte de matériau on
a de la fatigue de surface (1,7).
1.2 - L'ABRASION DANS L'INDUSTRIE MINIERE
L'abrasion entraîne des coûts importants dans les opérations
de l'~ndustrie minière •• En plus du ,coût de remplacement des pièces, il
faut ajouter le prix de la main-d'oeuvre utilisée et de la nécessité
d'arrêter momentanément la production.
2
Le milieu environnant ou la nature même d~'OPérat~on obligent
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le matériel à se 'frotter' s rudement au minerai. On. n'a
qu' li penser à la poussière s' infiltr t entre des pièces mobiles, aux
dents des pelles mécaniques, aux tête des foreuses, etc. ,. Par exemple, en 1975, on estimait à 3,'05 millions de dollars
leS coûts annuels directement reliés à l'usure abrasive dans une mine
de fer à ciel ouvert ayant une produ tion annuelle de vingt millions de
tonnes de minerai. Et âe plus, on a1eulait qu'un allongement de 20%
de la durée de vue du matériel amèn rait une économie annuelle de
310 000 $ (8).
1.3 - LES MECANISMES DE L'USURE A SIVE
Une particule abrasive eut détériorer une surface de deux
façons: (5,6,9)
a) Un effet de coupe est possib e, là où les faces aigUes et tranchantes
de la partiCule enlèvent du atériau de la surface. comme un cou-
teau (5,6). Dans un matériau fragile, ce, mécanisme peut être com-
pliqué par la formation de fissures.
b) Si la particule est de forme arrondie, elle pourra difficilement
couper dans le matériau m.'lis elle pourra encore avoir' d'autres
effets (5,6).
1. D' une part, si le matér;Lau est ductile, elle pourra le déformer l "
plastiquement, creusant des cratères, des crevasses, et finale-
ment du matériau sera ariaché.
( ) 2. D'autre part, si le matériau est fragile, la particule pourra
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créer des fissures qui permettront au matériau de se détacher
lorsqu'elles seront assez nombreuses pour se rencontrer.
Habituellement, tous ces mécani~mes sont en action simultané-p
ment, . avec une plus ou moins grande importance qui dépendra, de plusieurs
facteurs.
1.4 - LES DIFFERENTES SORTES D'ABRASION
Depuis quelques années, les spécialistes (en particulier sous
l'impul.:'ion df:Avery) (2,5,6.10,1l~12,1,3) se sont entendus sur une cer-:'
" taine uniformisation des termes uti,ilisés pour décrire l'abrasion, termes
souvent inspirés par des opérations minières et donc particulièrement
appropriés à l'industrie minière. Les variantes qui nous intéressent le
plus sont: 'i
abrasion par égratignage (5,6,11,14) (low stress Bcratching abrasion):
comme son nom l'indique elle survient quand les particules abrasives
glissent avec seulement une faible force normale sur la surface usée,
le résultat étant la formation de minuscules égratignures sur la surface
usée.
abrasion par broyage à grande intensité (5,6,11,15) (high stress grinding
abrasion): à la différence du cas précédent, les forces appliquées sont
assez considérables ,pour écraser les particules abrasives. Habituelle-
ment ces forçes sont appliquées dans une situation à trois corps où les 1.
particules sont 'coincées entre deux surfaces mobiles.
abrasion par gougage (2,5,6,13) (gouging abrasion): dans ce cas, les
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forces compressives ainsi que les particules sont encore plus grandes.
Le résultat est que le métal peut être chauffé localement au rouge, des ~
étincelles apparaissent et que le métal arraché laisse des crevasses
visibles à l'oeil nu. ,>'
Cette classification est utile mais tout de même assez floue,
parce qu'~ssentiellement qua1it~tive. Il n'y a aucun critère quantita-1
1 tif indi~uant à quelle catégorie les forces appliquées et la nature de
l'abrasif sont propres.
Ces catégories ne sont au fond que la description de l'usure
rencontrée dans trois importantes opérations d'une mine:
1 - transport: convoyeur, chutes
2 - broyage
3 - concasseurs et pelles mécaniques.
On a défini d'autres types d'abrasions mais ceux-ci ne pré-
sentent pas d'intérêt pour le présent travail. Il s'agit de situations
où le mécanisme d'abrasion est compliqué par de la corrosion ou le mou-
vement de fluides (gaz ou liquides) transportant les particules 'abrasives.
1.5 - LES EFFETS DE L'AnRASIF SUR L'ABRASION
a) Dureté de l'abrasif
Les figures 1 et 2 illustrent les principaux résultats de
Kruschnov (15). Il a trouvé que pour, de» matériaux simples (une phase) r
l'ampleu~ de l'abrasion par rapport à la dureté relative du matériau
usé et de l'abrasif était décrite par une courbe en trois parties:
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Figure 1 - Abrasion relative d'un acier à 0.8% carbone après trois
différents traitements thermiques en fotrction de la dureté
de l'abrasif (D'après Krus~hov (15)
Figure 2 - Effet du rapport dureté de l'abrasif/dureté du matériau
sur la résistance à l'abrasion (D'après Kruschov (15»
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Durete de 1 obr osif (Vickers)
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Duret-é dl! moterjou
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1. Si l'abrasif est beaucoup moins dur que le matériau usé, il y a peu
ou pas d'abrasion.
2. Si l'abrasif et le matériau usé sont de dureté semblable, l'abrasion
est a peu près proportionnelle à la différence de dureté entre les
deux màtériaux.
3. Si l'abrasif e,st beaucoup plus dur que le matériau usé, l'abrasion ,
est 'it peu près la même, quelle que soit la différence de dureté.
Ceci est facile à comprendre: de l'acier ou du diamant coupent,
aussi bien l'un que l'autre dans du beurre.
Il est important de remarquer ici que la dureté de,l'abrasif
a un effet sur la performance relative de matériaux de différentes qua-
~lités. Si l'abrasif n'est pas très dur, un matériau supérieur peut
montrer une usure dix fois inférieure à un autre, mais si l'abrasif est
très dur, l'usure peut n'être inférieure que par un facteur de 1,2 ou
moins.
b) Taille des particules (16,17,18)
Plusieurs chercheurs ont procédé à une recherche très détail-
1ée, où ils testaient différents métaux, variant aussi la force appli-
quée et le diamètre moyen des particules.
Ils ont trouvé qu'il Y avait une augmentation très rapide
de l'abrasion proportionnelle au diamètre moyen des part icu1es jusqu'à
enyiron 100 microns, après quoi la pente de la courbe est beaucoup plus
faible et augmente avec la force appliquée ou la plus grande ductilité
du matériel testé.
c) Quantité d'abrasif .
Diverses, exp,ériences (16) ont m9ntré que l' abrasion était à
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peu près indépendante de la quantité" di abrasif, sauf à de tr~s faibles 1 .
concentt;:âtions.
d) Force 'appliquée
Vu les différents mécanismes de l'abrasion, on peut s'attendre ,
à ce qu'une augmentation de la force appliquée sur les particules a~lle
également augmenter la profondeur à laquelle elles vont couper dans le
matériau, ainsi que la quantité de déformation plastique ou de fissura-
tion, d'où une augmentation de la quantité de matériau enlevé. Ce rai-
sonnement est confirmé par l'expérience (figure 3 et (17)).
ê) Angularité des particules
La forme des particules peut avoir une grande importance' puis-
qu'elle déterminera souvent si ce sera un mécanisme de coupe ou de défor-
mation qui dominera et qu'un "matériel qui résiste bien à l'un peut être
inférieur quand le mécanisme change.
Ce fac teur n ',est pas très important quand les forces sont tellep
que les particules sont écrasées, ce qui forme sans cesse de nouvelles
faces coupantes •
" 1. 6 - FACTEURS AFFECTANT LA RESISTANCE AL' ABRASION DES METAUX
1
Dans leur recherche de ~acteurs qui pourraient permettre 1,' es-
timation de la performance de divers matériaux avant leur utilisation,
les chercheurs ont fait plusieurs tentatives pour établir une relation
-entre certaines propriétés du matériau et sa résistance à 1 r abrasion.
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1 Matériaux avec une
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d e c r oissante
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1 .... 0.05 L.
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(a) II.
10 Fa rc e a pp 1 i clOu é e 30
Figure 3 - Perte de matériau moy~nne en fo~ction de' la force
appliquée
(D'après Muscara et Sinnot (17»
( )
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1 b· •
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-1
a) Dureté initiale
t_ • , \
Krischnov (15) a montré que la résistance à l'usure, pour les
métaux purs et les aciers recuits, était directement proportionnelle à
leur dureté initiale. Ses mesures avaient été faites avec une pointe
du matériau testé appliquée à un papier abrasif. ,',
11
Mais pour les matériaux plus complexes, tels les aciers auxquels
o~ a fait subir un traitement thermique ou les aciers de composition chi-~ ~ () l
mique plus complexe, une certaine corrélation entre dureté et résistance 1
à l'abrasion peut encore être détectée mais les pentes des courbes obte-
nues sont différentes et la dispersion des points plus grande parce qu'une
mesure de dureté n"est qu'une moyenne des duretés des différentes phases
composant la microstructure: ,,~lle ne tient pas compte des mécanismes
plus ou moins complexes qui ont lieu à cette échelle.
C'était tout de même une approche logique puisqu'on peut rai-,
sonnablement espérer que plus le matériel est dur, plus il s'opposera à
la pénétrat~on des particules.
b) Durete ~près écrouissage , , Krischnoll (15) a également montré qu'en durcissant le métal j.-
", l' J '.-
par travail à froid, on n'apportait généralement aucune amélioration à
sa résistance à l'abrasion. L'explication (14) en serait que, lors de
l'usure, le métal est déforme et durci par les particules avant d'être .. ,/
arraché. Donc, que ce durcissement ait lieu avant ou après usage ne peut -A1
apporter aucune amélioration.
Pa~ contre, sachant cela, on doit penser que la dureté après
déformation est une meilleure indication que la dureté initiale de la
. ---:,~~~--_ ........ -",---"",---_ ..... _"'----..... ,,-, ",." .... ~-...--... ~....-. ..... -~--
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1.0
ù.8
0.6
0.4
0.2 acier . ~.-
austent ti"que
cier i:,')oxydable
aCler de ~onstruct~on
acier maraging
acier 1
structural fontes blanches\à haute ten"eu en chro .... e
Dureté Btinnel de la surface .,. usee et ecroufe
Figure 4 - "Abrasïon relative en fonction de la dureté de la"
surface écrouie, tests sur des matériaux ferreux
faits avec un concasseur à mâchoires
(D'après Borik (2»
(
13
-.
qualité du matériau, puisque c'est dans cet état que finalement il est
usé. Un exemple important~ où ceci s'applique, est celui des aciers
austénitiques à grande teneur en manganèse, dont l'austénite se transfor-
me en martensite pendant la déformation.
L'existence d'une telle relation a été montrée dans différents
travaux 1 sans qu'on puisse la dé terminer avec précision dans le cas des \
matériaux à microstructure complexe. En effet, alors, la dispersion des
points expérimentaux est trop grande (2), figure 4.
De plus;' si le mécanisme de coupe est important, le métal pour-
rait être enlevé avant qu'il ait été pleinement d~rci (14). Comme c'est
un facteur difficile à maîtriser, le type d'e~périence et la nature de
l'abrasif vont causer une dispersion supplémentaire des points.
L'écrouissage du métal n'est donc avantageux que s'il devient
beaucoup plus dur que les particules abrasives.
c) Module de Young
Un autre facteur qu" on a tenté de relier à la résistance des
métaux est le module de Young et on a utilisé la relation: (15)
e == CEl. 3
e: indice de la résistance à l'abrasion
C: constante de proportionnalité
E: module de Young #f
Cette relation ne s'applique qu'à des matériaux ayant une ')
microstructure simple. Par exemple, elle n'est pas valide pour les
,aciers trempés et revenus, car un tel traitement ne change pas la valeur
' ..
14
() du module de Young et pourtant augmente leur résistance à l'abrasion.
d) Composition chimique
Le contenu en carbone d'un métal ferreux peut aussi être utili-
\ sé pour estimer la résistance à l'abrasion d'un certain matériau. Mais
là encore la dispersion des points est'· grande , (2) et fig. 5.
e) Conclusion
Le point le plus important que l'on peut tirer de toutes ces
divèrses tentatives est qu'elles sont plus exactes quand on ne considère
que des matériaux de même microstructure. Le fac teur à considérer lors
de la sélection d'~ matériau devra donc être sa microstructure, dont
la dureté ou l'analyse chimique ou toute autre propriété ne donnent qu'une
représlentation inexacte (16).
1. 7 - DUCTILITE 'r
" 1
Un autre iacteur qui vient compliquer l'évaluation ou le choix
1 d'un matériau est que s~uvent les pièces qui auront à subir une forme
quelconque d'abrasion seront également sujettes à des impacts plus ou
moins considérables. Cela est particulièrement vrai pour les cas de
gougage. La possibilité qu'une pi' prématurément ou que des
morceaux de mé tal d'une tail se détachent (spalling)
doit donc être minimisée. du matériau qui con-
trôle l'ampleur de ces p
1 C'est pourquoi habituelle ent employée est de
( , 1
chercher, cas par cas, le matériau optimum, cre t-à-dire celui qui offri-
ra le meilleur compromis en re la résistance type d'abrasion qu'il
(
1 1 ,
,1
1 1 , 1
" ~ ~ --~._- -., _._ ....... .--"'...---:;..- - ------ --------_ .... ~- ~------ .............. --~_. -~
1.4 acier inoxydable
1.2 acier de construction
GJ
"" > 1.0
of--" ','
0 acier maraging (j).8
Q) acier structural L
Q) 0.0
L
::::1 austenitique Cf) 0.4
fontes blanches \,
'\. :) à haute teneur en
chrome 0.2
OL---~--~----~--~ __ ~ ____ L-__ ~ o 0.5 1.0 1.5, 2.0 2.5 3.0 3.5
Carbone
Figure 5 - Abrasion relative en fonction de la teneur en
carbone (pourcentage en poids) pour des matériaux
ferreux. Tests faits a~ec ~n broyeur à mâchoires
(D'après Borik (2»
•
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aura à renco~trer et la ductilité nécessaire à ses fonctions.
1. 8 - EFFETS DE LA COMPOSITION CHIMIQUE, DU TRAITEMENT THERMIQUE ET DE
LA MICROSTRUCTURE RESULTANTE SUR LA ~STANCE A L'ABRASION DES
METAUX FERREUX
La meilleure façon d'exposer c~s facteurs sera de décrire les
caractéristiques des différents types de matérIaux que l'on peut distin-
guer.
A - Les aciers
l. Les aciers Eerlitigues (13, 19, 20, 21, 22) ,
< Leur composition est habituellement à l'intérieur des limites
(pourcentages en po:l..ds) , indiquées ci-dessous:
" C Mn Cr Mo
1 0.6 - 0.85 0.7 - 0.9 1.0 - 2.5 0.3 -, q..5
Les éléments d'alliage sont destinés à former une structure
perlitique fine, des carbures plus dura dans la cémentite et donc-une .-':Jo.
microstructure plus résistante.
On a trouvé que leur résistance à l'abrasion, pour une même
,dureté, était proportionnelle à leur contenu en carbone. Ceci eat
facilement compréhensible puisque c'~st le carbone qui contrôle la pro-
portion de perlite qui, grâce à la cémentite qu'elle contient, est plus
dure et plus résistante que la ferrite environnante.
16
"
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..
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J
17
~ .. -On a également découvert que pour les compositions hypereutec-
tordes, cette amélioration de la résistance à l'abrasion, avec l'augmen-
tation du contenu en carbone, était moins grande. Ce qui s'explique "
parce que le carbone supplémentaire ne forme plus de perlite mais un
réseau de cémentite proeutecto!de entre les grains de perlite, réseau
qui est facilement brisé par l'abrasion.
Les aciers perlitiques sont inférieurs, du point de vue de la
résistance à l'abrasion, à ceux qui ont une structure martensitique, car
, les lamelles de cémentite de la perlite agissent comme plans de clivage.
Toutefois ils sont plus ductiles et moins coûteux (parce qu'ils contien-'.,
nent moiAs d'alliages). ~
Il est à noter que les aciers qui ont subi un traitement ther-
mique visant à donner une forme sphérofda+e à la cémentite résistent
moins à l'abrasion. Les carbures ne limitent plus la déformation de-la
_ ferrite et sont arrachés de celle-ci par l'abrasif sans que leur dureté
supérieure ait été mise à l'épreuve.
2. Les aciers martensitiques (19, 29, 21, 23, 24)
• Ces aciers sont supérieurs aux autres en ce qui regarde la
résistance à l'abrasion mais inf~ieurs en ductilité. Grâce à un con-
trô1e sévère de chaque étape de leur fabrication (composition chimique,
dureté, traitement thermique, défauts de coulée, etc.), ils peuvent ,
tout de même être utilisés dans nombre de fonctions.
Les plus durs peuvent remplacer les fontés blanches, coûteuses
en éléments d'alliage et en main-d'oeuvre, tandis que les plus ductiles
18
()
(contenant moins de carbone) peuvent souvent prendre la place d'autres
aciers plus ductiles.
Leur résistance à l'abrasion augmente avec leur contenu en
carbone et~iminue avec une température de relaxation (tempering) plus
élevée.
Des compositions chimiques typiques sont:
c(%) Mn(%) Cr(%) Mo (%) Ni(%)
Carbone moyen 0.35- 0.7 0.6 - 1.5 0.6 - 2.2 0.2 - 0.7 0.0 - 1.5·
Carbone élevé 0.7 - 1.2 0.3 - 1.0 1.3 - 7.0 0.4 - 1~2 0.0 - 1.5
Let pourcentages sont en poids.
3. Les aciers austénitiques (6, 14, 19, 25, 26)
Le haut niveau en manganèse (de 6 à 15%) sert à stabiliser
l'austénite aux températures normales. L'austénite est une phase rela-
tivement J>lastique et pas très dur~" ce qui confère une grande ductilité c'
à ces ~ciers, variantes de l'acier Hadfield original. Mais comme cette
austénite se transforme partiellement en martensite lors du travail à
froid, ces aciers ont une certaine résistance à l'abrasion qui est tout
de même ~édiocre par rapport à celle des autres.
B - Les fontes blanches
1. Introduction
Les fontes résistantes à l'abrasion sont généralement de com-
( position hypo-eutectiques, contiennent peu de
1
S~Ci~ et sont coulées
1
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de façon à ce qu'elles refroidis'sent rapidement; Toutes ces conditions.
assurent que le carbone prendra la forme de cémentite ou de solution 80-
1ide et ne formera p~s de flocons (flakes) de graphite. ~n effet les
fontes gri~es servent peu à 'l'industrie à cause de leur fragpité exces
si ve (s auf 1\ si le graphique es t nodulaire).
~ans les fontes blanches, le carbone se retrouve donc surtout
sous forme de carbure de fer et il est intimement'mêlé avec une autre
phase, faite des produits de décomposition de l'austénite (ferrite, aus...
ténite retenue, perlite, martensite, bainite, etc.), qui serviront u1té-
rieurement à identifier le type de fonte. En général, cette phase est
considérée comme la matrice dans la micro-structure, que ce soit vrai .;;.
ou non géométriquement.
2 - Les fontes blanches perlitiques (10, 27, 28)
Premières fontes utilisées expressément pour leur résistance
à l'abrasion, ~elles sont peu dispendieuses, mais plutôt fragiles. De
plus leur résistance à l'abrasion n'est pas exceptionnelle puisque, au
niveau microscopique, la matrice de perlite et de ferrite est usée pré-
férentie1lement., ce qui laisse en relief le réseau continu de cêmentite
qui se brise facilement, car il n'est pas convenablement supporté.
3 - Les fontes blanches martensitiques
a - Les fontes au nickel-chrome ou Ni-hard (10, 12,
Ces fontes ont commencé à
1930. En combinant la quantité d'alliage, la méthode et le
19 '
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~
traitement thermique approprié de diverses maqières, l'austénite est
transformée en martensite, un ~eilleur support de la cémentite que la .,
perlite: celle-ci ne se brise plus aussi facilement, ni aussi rapide-
ment.
Les éléments d'alliage permettent aussi la formation d'une
cémentite plus dure et plus résistante à l'abrasion grâce aux ca'rbures
de type (Fe. Cr)3C ou (Fe, Ni)3C qui sont plus durs que les carbures
de fer Fe3C habituels.
La résistance à l'abrasion de ces fontes est supérieure à
celle des fontes de type perlitique mais, à cpuse du r{seau continu de
cémentite, leur fragilité reste grande. C'est pourquoi elles sont con-
currencées par les aciers martensitiques qui sont moins résistants à 1
20
l'abrasion mais qui sont aussi plus résistants aux chocs et moins coûteux.
Pour ces fontes, les compositions chimiques typique~ sont:
C(%) MI1(%) Ni(%) Cr(%) Si(%)
type l 3.0 - 3.6 0.4 - 0.7 4.0 - 4.75 1.3 - 3.5 0.4 - 0.7
type II 2.9 max. 0.4 - 0.7 2.75 - 5.25 1.1 - 1.3 0.4 - 0.7 - ~.
type III 2.0 - 2.5 0.4 - 0.7 4.0 - 5.0 l~ - 2.5 0.4 - 0.7
type IV 3.0 - 3.6 0.4 - 0.7 5.5 - 6.5 7.0 - 10.0 1.5 - 2.0
(% en poids).
b - Les fontes à haute teneur en chrome (10, 12, 14, 24, 26, 30)
Introduites à la même époque que les Ni-hard, les fontes à
haute-teneur en chrome ont été adoptés beaucoup plus lentement, leur
'"1 ..,..,.'-"\' ...... _ ... _,_ ••• _ ... _______ •• ___ ---, ....... >---_________ ---_.-____ 1 .. __ ..... --_._._-------...-........... _., ...
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21
élaboration n'étant possible que dans un four électrique, équ~pement peu
répandu à l'époque. Elles ont tout de même commedcé à s'imposer vers ~
1965 et à remplacer les fontes Ni-hard et les aCiJrs martensiques.
La grande quanti~é de chrome qu'elles contiennent (plus de 10%) ~
entrafne l'apparition de carbures de type (Cr, Fe)7Cs qui sont beaucoup
plus durs que ceux de type (Cr, Fe)3C (800-1200 Hv contre l30~-1800 Hv).
De plus ces carbures ont une morphologie différente. Dans ce
no~veau type de micro-structure, la cémentite est dispersée dans la
martensite qui y joue le rôle de matrice. Cette micro-structure, en
l'absence d'un fragile réseau continu de cémentite qui favorisait la
propagation de fissures, est beaucoup moins fragile que celle des fontes
précédentes.
Ces fontes sont supérieures à tout autre matériau du point de
vue de la résistance à l'abrasion et ont une ductilité qui leur permet
de concurrencer les aciers martensitiques.
Dans certains cas où l'abrasif n'était pas très dur et où les
impacts n'étaient pas trop violents, ces fontes ont montré une perte de
matériau à l'usure pouvant être dix fois inférieure à celle des matériaux·
qu'elles remplaçaient, justifiant alors leur coût supérieur provenant de
la grande quantité d'alliages qu'elles contiennent.
Enfin des travaux sont en cours afin d'améliorer davanta~e
leurs qualités et d'élargir leur champ d'application. Les domaines de
recherche son t :
- L'étude du traitement thermique." concernant l' amél1oràtion de la tfans-
formation martensitique.
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...
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r 1 :
22
()
- Le contrôle de la morphologie des carbures eutectiques.
/ L'étude d'un matériau composé d'une plaque de fonte et d'une plaque
d'acier sous-jacente qui allierait la résistance aux chocs de l'un
avec la résistance à l'abrasion de l'autre~;
L'étude d'un matériau composite en fonte et en plastique spécial ré-
sistant à l'abrasion.
Des compositions chimiques typ~ques de ces fontes sont: (% en poids)
1 1 b
C(%) Mn(%) Ni(%) Cr(%) 8i(%) "'~
2.4 - 3.6 0.5 - 1.5 0.0 - 1.5 12.0 - 17.0 1.0
2.2 - 3.0 0.5 - 3.5 0.0 - 1.5 17.0 - 22.0 1.0
2.4 - 3.2 0.0 - 1.5 0.0 - 1.5 22.0 - 28.0 1.0
c - Fontes martensitiques à basse teneur en éléments d'alliage
(30, 31, 3~, 33)
Une a~tre manière d'améliorer les fontes Ni-hard serait de
choisir judicieusement la vitesse de refroidissement de la fonte après
coulée et la composition chimique afin d'obtenir un matériau de micro-
structure semblable mais moins coûteux en éléments d'alliage. Une telle
économie peut être réalisée en diminuant la teneur en éléments coûteux
(Ni, Cr) ou en les remplaçant par des éléments équivalents plus écono~i-
ques comme le manganèse et le cuivre.
Les exemples ci-dessous montrent des compositions qui ont été expérimen-
tées: L
() .. '
-,
/
23
1 - 2.5% Cu 1.5% Mn 0.65,% Cr 0.3% Mo
( Cumoloy) 2 - 0.9% Cu 3.2% Mn 0.2% Mo
3 - 2.0% Cu 2.0% Cr 3.0% Mo
(% en poids)
Toutes ces fontes requièrent une coulée dans un moule métalli-
que et non dans un moule de sable.
·Ceci complique le processus d'élaboration et entraîneo
des coûts
de fabrication plus élevés. Heureusement, dans le cas des boulets de
broyage, ces frais supplémentaires pr· . 'ent être minimisés, si on se con-
tente d'une f orme moins compliquée à coùler que cel) e d' '.me sphère. La
moins grande efficRctté d ',une tel le forme (un fa~teur encore discuté dan~ "
l'industrie) serait l<'lrgement compensée par l'économie faite en utilisant
des moules de forme simple.
1.9 - LE MANGANESE DANS LES FONTES BLANCHES
Habituellement présent en faible quantité (moins de 1.5%), le .. manganèse est utile car il élimine le soufre par la formation de sulfure
de manganèse • .... c
Dans des concentrations supérieures à 1%, le manganèse est peu
utilisé en fonderie car il réagit avec la silice des réfractaires des
fours et du chemin de coulée. Pour élaborer des alliages d'une telle <
composition en manganèse, des réfractaires d'alumine plus coûteux doi-
vent être utilisés (35).
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1 ·1 ! [ () \
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!
l
Le manganèse a plusieurs effets sur la microstructure:
1 - Ayant une affinité pour le carbone, il entre dans la cémentite en
formant des carbures de forme (Fe, Mn)3C (34).
2 - L'écart entre les températures des eutectiques fer-graphite et fer
carbure de ter est diminué ~ Ceci favorise la- formation d.'une'-- fonte ~
blanche, pu~que le carbure de fer est une phase méta-stable 1
'(35, 36).
"3 - Il abaisse la température eutectique légèrement mais a peu d'effet
sur la composition eutectique ou la limite de solubilité du carbone
dans l'austénite (36, 37). \
4 - Il tend à stabiliser l'austénite, en diminuant la composition en
carbone de l'eutectoide. en abaissant la température euter.to~de et
en ramenant celle du début de la transformation martensitique vers
la tp.mpérature ambiante (34, 37).
5 - Il augmente le rlurcissement lors de la trempe par la surpression de
la formation de perlit~ durant le refroidissement (37).
Comme stabiliseur d'austênite, il tend à augmenter la quantité
de carbures secondaires qui se forment entre les températures eutectique
et eutecto~de. De ce fait, il abaisse la teneur en èarbone à laquelle
l'a~tênité se transforme en perlite. 1
24
Il favorise jusqu'à un certain point la formation de martensite.
bilisœ et
tériau de
q
est prir~nt en trop grande quantité, l'austénite sera trop sta
ne po;'ra pas se décomposer, entrainant la formation d'un ma~
moindre intérêt.
Un refroidissement rapide tend également à diminuer ou à sup-
-----., .... _ .. ---~ ,',
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25
Cl 1'<
primer la formation de perli te et à stabiliser l' austénite par la réduc-
tion de la quantité de carbures secondaires précipités et par la retenue
du carbone dans l' aus ténite •
Donc, pour obtenir la~microstruc.ture voulue, il faut bien équi-
librer ces deux facteurs:
t~op peu de manganèse ou un refroidissement trop lent entrainerait
la formation de perlite;
trop de manganèse ou un refroidissement trop rapide seraient à l' ori-
gine d'une stabilisation excessive de l' austénite (32).
,1 Ey utilisant un taux de refroidissement approprié avec une
teneur minimum en manganèse nécessaire à l'obtention de la martensite,
il est possible d'obtenir une rétention plus importante de carbone accom-
pagnée non nécc-ssairemen t d'une stabilisation de l' austéni te. 1
\ Habituellement une partie de l' austénite retenue est trans-
formée par un recuit à basse température (250-300oC) qui sert égal~ " .
de traitement {le relaxation. On pense que les produits résultant de
cette décomposi tin sont de la martensite et de la bainite.
Des travaux sur le Cumoloy (27, 32) (qui a une composition
où le cuivre et le molybdène servent à augmenter la trempabilité) et
les fontes au manganèse (38) ont porté sur l'étude de plusieurs facteurs
(composition chimiquè, vitesse de refroidisse~ent, température d'ouver-
ture du moule, durée du r~uit, etc,). Ces travaux avaient comme objec-,
tif de savoir si ces fontes étaient aptes à remplacer les fontes Ni-hard "
comme matériau de broyage.
( Dans le cas des fontes au manganèse, les résultats ne furent
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1 1 " 1 1
1
1 ~
J
, 1 ,
\
j
26
pas très concluants, puisque la composition qui se révéla supérieure en
résistance à i' abrasion avait un faible 'contenu en manganèse et une
micro-structure perlitique. L'auteur (38) expliquait la faible résistance
à l'abrasion des fontes martensitiques par la morphologie particulière
des carbures secondaires ~ présents sous forme de plaques traversant la ~
,matrice.
1.10 - BROYAGE ..
La fragmentation du minerai est l'opération minière sur laquel-
le a été porté l'effort le plus important dans le but de diminuer la con,-
sonnnation de matériaux par abrasion. Chaque année, plus, de 400,000 ton-
nes de boulets de broyage sont utilisés en Amérique du Nord seulement.
Les aciers martensitique:s, forgés ou coulés, ont remplacé les
fontes Ni-hard qui avai'ent longtemps dominé le marché. Les fontes à
haute teneur en chrome s'imposent peu à peu,' par exemple, elles sont
préférées pour le broyage à sec (ciment) Table II et (9). , ,
(10) Un broyeur est un cylindre rotatif dont la par:oi inté-
rieure est pourvue de barres de levée qùi ser.vent à, relever le matériau
de broyage et le laissent retomber sur le minerai qui est ainsi brisé en
de plus petites particules. Leurs dimensions et leur 'Vitesse de rotation
varient selon leur utilisation, le broyage peut être fait à sec ou avec
une charge mélangée à de l'eau, les opérations sont continuelles ou par
fournées.
Ces machines peuvent, servir à broyer:
()
()
, TABLEAU l
Consommation de matériau pour le concassage et le broyage dans la mine
Climax Mo1ybdenum
Etape
primaire (giratoire et machoires)
secondaire (concasseur conique)
tertiaire (conbasseur conique)
broyeur (boulets)
-
.,
Consommation en kg. ft . de minerai
\ \ 8
-15
27
500 - 750
()
.. .. TABLEAU II
Comparaison de la consonnnation de boulets de broyage en acier forgé, en
acier coulé et en fonte (9)
du total de bou1ets uti1isés
Matê\-iau Etats-Unis Canada
acier forgé '" ~ 1
65 "-
acier coulé 22 67
fionte 13 33
Consommation totale: Etats-Unis: 290,000 triques
'Q Canada: 166,000
"
J
()
()
,-. \'>;,;
\
1 •
1
'du 'minerai de fer avant sa pelletisat~on
des minerais non-ferreux avant qu'ils soient raffinés
du charbon utilisé dans les centrales électriques
des minéraux réfractaires pour la fabrication des briques
de la chaux, de l'argile schisteuse et des scories utilisées dans'la
fabrication du ciment
des pigments métal1iqu~s entrant dans la fabrication de peintures . ..ç.
Les :plaques de levée ainsi que le matériau de broyage (géné-
ralement ferreux et pouvant avoir la forme de barres, de sphères ou de
cônes, de dimensions variables) sont endommagés et usés par l'abrasion,
la corrosion et les impacts.
Les fact~urs affectant l'abrasioh et dépendant du broyeur à boulet . r Plusieurs facteurs r~latifS aux broyeurs à boulet peuvent
i~luencer la bonne ou mauvaise performance d'un matériau.
1.
l
2.
La dimeœi.on des boulets: selon la nature du minerai broyé, on uti-
lise des boulets de dimensions appropriées. A part ce fait, dans
un boulet volumineux, il est plus difficile d'obtenir une micro-
structure uniforme.
Enfin les boulets s'usent à un rythme proportionnel à leur surface
(21) et donc il serait plus logique de présenter les résultats en
i unités de poids perdu par unité de surface. Malheureusement ce n'est
E· pas toujours facile; les résultats sont le plus souvent présentés par
rapport au poids initial des boulets.
La dimension des broyeurs: (10, 21) Il est normal que les impacts'
29
(
1
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1 -\
) i
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30
absorbés par les boulets soient plus impor~ants dans un broyeur de ,'L
grandes dimensions parce que les vitesses de rotation et la hauteur
de chute sont plus élevées. Par conséquent, un matériau qui était
excêllent dans un petit broyeur de laboratoire ne le sera pas néces-. s~irement à l'échelle industrielle.
~ .. 3. Le broyage en milieu aqueux: le plus souvent le broyage est fait
sur un minerai imprégné d'eau. Cela entratne comme conséquence une
usure supplémentaire de la surface des bpu1ets par ·corrosion. Les
particules abrasives peuvent briser et enlever le fragile film d'oxyde
formé et exposer une nouvelle surface de métal à l ' oxydation. Par
exemple dans des expériences où de l'hématite était broyée, on a
trouvé que 30 à 40% d~ l'usure de boulets en acier était due à ia
corrosion (39) ..
Les seules façons connues de diminuer la corrosion dans ce
cas est' d'utiliser un matériau plus résistant à la corrosion (c'est-à-
dire dont le film d'oxyde est plus adhérent) ou changer le Ph de la
pâte en ajoutant des inhibiteurs (6, 39).
1.11 - TESTS POUR EVALUER LE MATERIAU DES BOULETS DE BROYAGE
Tous ces facteurs, ajoutés à ceux déjà inhérents à l'abrasion,
rendent très dangereux l'extrapolation des résultats d'un broyeur à un
autre, et encore_plus quand on passe du 1aborat~ à l'échelle indus-
triel1e. )
Pour minimiser les difficultés provenant de la différenciation
31
()
de chaque broyeur et de l' impossibilité de reproduire deux fois la même
expérience, les données sont habituellement exprimées par rapport à un
matériau de référence plutôt qu'en valeurs absolues de perte de poids.
a) Test à grande échelle
Ce test consiste, dans une usine, à remplacer au complet les
boulets d'un broyeur par ceux que l'on veut tester et à opérer pendant ,
plusieurs mois d'une façon normale. A la fin de l'e~périence, on compare
la consommation de boulets avec la consomma"tion antérieure de ce même
broyeur ou à celle de broyeurs semblables utilisés en ,parallèle.
c'est hab-ituellement l'ultime test dans l'industrie minière,
avant qu'une décision finale soit prise)i propos de l'emploi d'un nouveau
matériau. Mais ce test a deux graves défauts:
1. Il est virtuellement"impossible d'établir des conditions identiques
dans deux broyeurs.
2. C'est un test très long et très coûteux nécessitant l'utilisation
de plusieurs centaines de tonnes de boulets, et de ce fait pas du
tout pratique pour la recherche.
b) Test des boulets marqués (21, 40)
Les étapes de ce test sont:
1. Les boulets sont identifiés, marqués et pesés,
2. Ils sont ajoutés à la charge normale du broyeur.
3. Le broyeur est opéré normalement, le temps d'user les boulets d'une ->-
c .... . , façon significative (10 à 20 jours est une période suffisante).
'l
3~
4. Le broyeur est arrêté quelques heures, les boulets marqués sont récu-
pérés et pesés à nouveau.
Ce test présente les avantages suivants!
Il est relativement court et peu coûteux
Plusieurs types de boule ts peuvent être testés simultanément, et donc
dans les mêmes condi tions •
c) Test en laboratoire (2, 6, 15, 17 J 21, 42, 47, 44, 45, 46) \
Comme le broyage est une forme d r abrasion, les mêmes tests
imaginés pour simuler celle-ci peuvent être utilisés pour évaluer le ma-
tériau des boulets de broyage. Les principaux tests consistent à faire
glisser les échantillons sur un papier abrasif ou sur une plaque de cui-J
vre recouverte d'un mélange d'eau et de sable. Mais il est probable "
qu'un petit broyeur à boulet peut reproduire plus exactement le mécanis-
me d'abrasion rencontré dans un broyeur.
Enfin il est possible de pallier à l'absence de chocs violents
au cours des essais en laboratoire en effectuant l'essai Charpy ou un
autre type d'essai: les boulets sont lâchés d'une grande hauteur sur
une plaque d'acier et ce des milliers de fois si nécessaire, jusqu'à
cassure (27).
() ,
b
CHAPITRE II
\
DESCRIPTION DU PRESENT TRAVAIL
2.1 - BUT
Le but du présent travail était d'examiner la possibilité de
développer une fonte blanche au manganèse, ayant de bonne qualités de
résistance à l'abrasion et pouvant être utilisée comme matériau de base
dans l'élaboration de boulets de broyage.
En se basant sur des résultats obtenus par d'autres chercheurs
(Farge (27, 32) et Bryant (38») il fut déc:l4é de mettre en pratique une
suggestion de ce dernier et de concentrer nOs efforts sur l'évaluation
des performances du matériau résultant de l'addition de diverses quanti-
tés de chrome à la fonte.
En particulier, nous espérions que le ch~ome cause un certain .. >
renforcement de la cémentite et de la matrice et puisse avoir une influen-
ce favorable sur la morphologie du réseau de cémentite et des carbures
secondaires.
2.2 - TEST
La résistance à l'abrasion de nos fontes expérimentales. a été
mesurée dans un broyeur à boulets de laboratoire. Les boulets ont été
testés à l'aide d'une variante du test des boulets marqués. D'autres
' ....
(
boulets, d'origine commercial~, ont été simultanément testés afin de
fournir des possibilités d'étalonnage et de comparaison. l "
Le test a été conçu de façon à ce que les résultats soient les
plus significatifs et que les conditions reproduisent le mieux celles
rencontrées dans l'industrie. De nombreuses améliorations furent appor-
tées au test de P. Bryant:
- Le broyage a été f~it en milieu humide
- Le broyeur de 16" de diamètre était plus grand que les broyeurs
habituels de laboratoire, ce qui permettait d'obtenir des impacts
plus sévères
- Le test a duré 17 jours, ce qui a enlevé une quantité significa
tive de matériau: environ 5% du poids initial des boulets
- Tous les différents boulets furent testés simultanement, ce qui
assurait une homogénéité d~onditions.
2.3 - VARIABLES
-. Vu le grand nombre de variables pouvant être introduites dans
un tel travail, il fut décidé de les limi~er à trois variables indépen-
dantes:
- La teneur en manganèse
- La teneur en chrome
- Le traitement thermique après la coulée.
En fonction des précédentes variables nous avons aussi étudié:
- La performance pendant le test d'abrasion j.
34
1
1 !
t r i 1
f ~
1 !
1 , 1
Cl
35
- La mic~o-structure
- La dureté
Autant que possible on tenta de maintenir constante la teneur en carbone
des fontes, la vitesse de refroidissement du métal et les différentes
procédures à chaque étape du projet. ~
Les boulets provenant de vingt coulées de compositions diffé-
rentes furent étudiés. La composition variait de 2.2 à 5.5% en manga~'
nèse et de 0.0 à 3.5% en chrome.
---------,----
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CHAPITRE III
PROCEDURE EXPERIMENTALE
3.1 - L'ELABORATION DES BOULETS , .~
a) Le moule
Les boulets étaient coulés dans un moule en acier comportant
deux sections superposées de 24,4 x 11,4 x 2,5 cm et permettant la coulée
de six boulets de 2,5 cm de diamètre.
Pour les boulets, la forme sphérique a été retenue car elle
• permet d'éliminer une variable et de faire des comparaisons avec les
boulets commerciaux.
Le moule, le même que celui utilisé par P. Bryant, était fait
de deux plaques d'acier de 2,54 ct d'épaisseur avec six cavités pour les
boulets reliées au canal de coulée central. Celui-ci était relié à une
descente de coulée et à une cavité brise-jet respectivement à cha9ue
extrémité. Le chemin de coulée était situé dans la partie inférieure du
moule, alors que les cavités pour les boulets étaient alimentées par la
partie supérieure (figures 6, 7 et 8).
Avant une coulée, un entonnoir de graphite était fixé à l'en-
trée de la descente de coulée. Toutes }..es surfaces du système d' alimen-
tation entrant en contact avec le métal liquide étaient protégees par
une couche de ciment d' alundum. L'intérieur des cavités des boulets ,
étaient recouvertes de graphite. En utilisant c~s produits, l'o~jectif --
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25·4 cm
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(dimensions en cm)
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Figure 7 - Plan du moule-élévation
(dikens~ons en cm)
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recherché était de minimiser l'adhésion entre la fonte coulée et le
moule. De ce fait, l'ouverture du moule et la récupération des boulets c,t
étaient failitées, et la détérioration du moule diminu§e.
De plus un petit trou a été percé dans le moule en un point
situe près d'une des cavités afin d'introduire un thermocouple pour
la mesure de la température.
Trois serre-joints étaient utilisées afin d'éviter que les
deux parties du moule ne B' ouvrent pendant ou après la coulée.
b)~ Un four à induction Tocco Meltmaste~ d~une puissance théorique
de 30 kw. a ét~ utilisé pour fondre une charge de lO_,><à 15 kg. dans un
creuset d'alumine pure (figure 9). Après seulement deux coulées, il
était nécessaire de remplacer le creuset endommagé par les contraintes
thermiques.
39
La partie contenant la bobine d'induction et le creu@Rt pouvait
être basculée à l'aide d'un contre-poids. Il était donc facile de couler
d rune façon précise et continue directement du creuset dans l'entonnoir
du moule.
Le bec verSeur en ciment était recouvert de ciment d'alundum
afin d'éviter toute réaction ou contamination.
Le carbone, le manganèse et le chrome ayant une plus grande
affinité que le fer pour l'oxygène de l'air, leur oxydation et perte
pouv~ient être évitées en recouvrant le creuset avec une plaque de gra-
phite qui s'oxydait. sacrificiellement. A l'aidt d'un tube passant à
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Figure 8 Le- inoule ouvert
Figure 9 - Le four
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42 .
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travers ce couvercle, de l'a~ote était introduit à la surface du creuset, 1
assurant ainsi une protection supplémentaire contre l'oxydation de la '1
charge.
c) Le support du moule
Pour assurer "le succès d'une coulée, ti était nécessaire de
disposer de façon précise le moule près du four et de le réchauffer afin
d'éviter, d'une part, de verser à côté de l'entonnoir, et, d'autre part,
une solidification de la fonte dans le système d'alimentation avant le
remplissage du moule. Le moule était donc disposé sur un support spé-
cial permettant de le préchauffer à l'aide d'un brûleur à gaz (figures
H) et 11).
d) Les thermo-coup1es
IJ' •
Un thermo-couple de type K (Chromel-alumel) servait à vérifier la "
température du moule au cours de l'expérience.
Des thermo-couples amovibles de type R ou S (platine-platine lOi. ou
13% rhodium) serva~ent -à mesurer la température de la charge. Ils (
étaient placés au bout d'une tige. Après deux ou trois mesures,il
était nécessaire de remplacer ces thermo-couples endommagés par les
températures élevées. 1
,La différence de potentiel aux bornes de chaque thermo-couple était me-
surée par un multi-mètre digital permettant des mesures d'une précision
de 0,01 milli-volt. Des tables de conversion appropriées donnaient la
j ~ i 1 te~perature equ va ente.
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45
e) Les matériaux de base
Les matériaux de base constituant la charge du cteuset étaient:
1. Fonte
2. Ferro-manganèse
3. Chrome électrolytique
4. Pastilles d'aciers à basse teneur en carbone
(Voir tab1~ III pour la composition ch~mique).
L'acier étai~ ajouté en quantité suffisante pour abaisser au
niveau choisi la teneur en çarbone de la charge.
La rouille sur les lingots de ionte était enlevée à l'aide
d'une bro'Se~liq~
f) Procédure de coulée
montée sur une grosse perceuse électrique.
des boulets
Préparatifs avant la coulée
1 - Installation du creuset: 17
- La partie supérieure du creuset était coupée afin qu'il soit à
la bonne hauteur pour être installé dans le four.
- Le creuset était placé dans la bobine d'induction du four. Une ~
poudre était compactée sous et autour du creuset de façon à le
maintenir bien en place.
- Du ciment était utilisé pour modeler un bec verseur, permettant
la création d'un mince flot de métal fondu, à la trajectô'ire bien
déterminée, lorsque le four était basculé. Après séchage, ce
ciment était recouvert d'une couche de ciment d'alundum.
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CJ -TABLEAU III
ANALYSE 'CHIMIQUE DES MATERIAUX DE BASE (% en p01ds)
% C %Hn % Si % S % P % Fe % 0
Fonte 4,30 0,009 0,18 0,01 0,025 balance
Ferro-manganèse 6,64 79,51 0,27 balance
( ,
Chrome électrolytique 0,02 0,01 0,01 0,01 0,20
Acier 0,17 0,59 balance
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2 - Préparation du moule:
- L'intérieur du moule était nettoyé à l'aide de papier sablé.
- Toutes les surfaces du système d'alimentation étaient recouvertes
de ciment d'alundum. Les cavités du moule étaient recouvertes
d'un mince film de graphite à l'aide d'une bombe aérosol.
- Du ciment d'alundum était disposé sur la surface intérieure de
l'entonnoir de graphite, placé sur la partie supérieure de moule
et scellé par du ciment à ,l'embouchure de la descente de coulée.
- Il était important de disposer les différents types de ciment de
façon à ce que l'orifice au fond de l'entonnoir ait un diamètre
suffisamment faible afin d'assurer qu'après solidification le mé-
tal soit facilé à casser et le moule à ouvrir.
,{(~ Les deux moitiés du moule étant jointes, le tout était placé dans
un petit four afin de sécher les divers ciments pendant la nuit
précédant la coulée.
3 - Préparation des alliages:
- Un lingot de fonte était cassé de façon à fournir deux ou trois
morceaux plus petits pouvant entrer d~ns le creuset du four.
- Les pièces de fonte étaient nettoyées et la rouille enlevée.
Les pièces ae fonte étaient pesées.
Connaissant le poids de la fonte utilisée dans une coulée, les quantités
d'acier, de ferro-manganèse et de chr~e nécessaires pour obtenir une
certaine composition chimique, étaient calculées en résolvant un système
de trois équations à trois inconnues:
47
48
(}
Teneur en carbone: 422~ x M = 3,2% C Mtx+y+z
80% x :z: == %Mn
Mtx+y+z Teneur en manganèse:
'100% x z % Cr = M+X+y+z
Teneur en chroma:
où: M = masse de fonte
x ... masse d'acier
y = masse de ferro-manganèse "~<.
..;. z =masse de chrome
,
( La coulée
D'abord le brûleur était allumé sous le moule.
La fonte et l'acier étaient placés dans le creuset, et le four mis
route environ trente minutes plu~ tard, de sorte que la charge
le moule atte~nent la température voulue en même temps.
Les éléments d'alliage, manganèse et chrome, étaient ajoutés une
minute avant la coulée.
Parfois, quelques grammes d'aluminium en feuille servant de déoxydant
étaient ajoutés juste avant la coulée.
La température de la charge au moment de la coulée était située entre
La température du moule au moment de la coulée était comprise entre
325 et 360°C. Ces deux facteurs déterminent principalement la vitesse
( de refroidissement et de solidification de la fonte liquide.
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Les deux moitiés du moule étaient séparées moins de dix minutes après
la coulée.
3.2 - LES ANALYSES CHIMIQUES
La teneur en manganèse et chrome des boulets était mesu~e par
spectrophotométrie d'absorption. Pour chaque coulée, trois échantillons
de 0,8 g. environ étaient coupés de la masse du jet de coulée, puis pesés
avec précision et dissous dans un mélange-d'a~âe chlorydrique et d'acide
nitrique.
Le contenu en carbone de la fonte était mesuré avec un détermi-
nateur de carbone Leco ~ l'aide d'échantillons de 0,5 à 1,5 g. La cali
bration de l'appareil €tait assurée en la testant régulièrement avec des
étalons de composition connue.
3.3 - LE TRAITEMENT THERMIQUE DES ,.,Betf\.ETS 1
Le traitement thermique servait à assurer la relaxation des
contraintes thermiques et à obtenir une certaine t~anBformatlon de l'aus-
ténite résiduelle. Il consistait à porter les boulets à une température
o de 250 C pendant 100 heures. Trois des six boulets obtenus à chaque
coulée ont subi ce traitement quelques jours avant le test d1abrasion.
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3.4'- LE TEST DIA! 'ION
t\
al Les boulets Il 1. Les boulets d~ comparaison (ou de t~férence)
En plus des boulets coulés pour ce travail, il fut décidé d'u-
tiliser pour le test d'abrasion trois autres types de boulets, disponi-
bles dans le commerce. Ceci devrait permettre une comparaison des dif-
férentes performances:
des boulets à haute teneur en chrome (2.5% C, 0.34% Mn, 13.0% Cr) •
des boulets au ni-cr (Ni-hard) (3.0% C, 0.40% Mn, 1.40% Cr, 2.75% Ni,
0.19% Mo)
des boulets en acier forgé (1.0% C, 0.95% Mn).
2. Préparation des boulets ,
50
Préalablement au test d'abrasion, il étaiE nécessaire d'effec- ~
tuer plusie~s opérations sur les boulets, ~"
afin que le test soit le plus ~
\ signifi~atif et le plus fiable possible.
1 - D'abord ils étaient usiné,s, afin d'enlever les bavures et les mor-
ceaux de métal provenant du système d'alimentation. La forme des
boulets était rendue la plus sphérique possible afin d'obtenir des
résultats reproductibles. Enfin, si nécessaire, tout matériau étran-
ger, tel cimentd'alundum ou telles huiles carbonisées était soigneu-
s~ent enlevé.
2 - Tous les différents groupes de boulets utilisés furent marqués et
identifiés à l'aide de trous percés par des forets en carbure de
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tungstène de 3,124 mm. de diamètre.
3 - Enfin chaque boulet fut pesé, au dixième de milligrmrume près, de
façon à pouvoir calculer sa densité.
b) L'identification des boulets
1. Boulets d'acier forgé
Il ne fut pas nécessaire de marqu~r ces boulets puisque leur
diamètre-légèrement supérieur (2,82 cm. au lieu de 2,5) permettait de , 1
les distinguer facilement des autres boulets.
2. Boulets Ni-hard
Il ne fut pas nécessaire de marquer ceux-ci. Une couche d'oxy-
-de leur donnait une couleur qui permettait de les identifier facilement.
'. 1 >.1
3. Boulets à haute teneur en chrome
r' Ces boulets constituaient la plus grande partie de la charge
" du broyeur. Vingt furent marqués en perçant un trou.
4. Boulets expérimentés au Mn-Cr
La tâche d'identifier ces boulets était assez complexe: qua-
rante groupes différents en composition et en traitement thermique de-
vaient être distingués.
L~ système imaginé fut d'attribuer à chaque groupe une configu-
() ration de deux'ou trois trous formant soit une ligne soit un triangle et
se distinguant entre eux par l~ longueur de ladite ligne ou soit par la
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longueur de deux côtés du triangle. Dans le cas des triangles, les deux
côtés ,importants étaient le plus court, qui servait de base, et le côté
si tué à' la droite de cette base. Naturellement les triangles récipro-
ques ne furent pas utilisés afin de minimiser les sources de confusion
possibles.
.La distance entre ces points variait de 6 à 33 mm., par inter-
• valles de 3 1ljIIl., ce qui permettait d'utiliser 10 lignes de différentes
~on~ueurs.
Cet intervalle de 3 mm. fut choisi parce qu'il semblait donner
un compromis acceptable entre le nombre de configurations possibles et
le danger de-eomp1iquer l'identification ultérieure par le perçage acci-
dente1 d'un trou à une distance intermédiaire entre deux distances éta-
Ions,
Les dimensions voùlues étaient mesurées à l'aide d'un court
ruban de tissu non-extensible sur lequel des trous avaient été découpés
p réalab lemen t.
Ce ~ystème comportait deux principaux défauts. D'abord les ~I
1 forets avaient une tendance à glisser sur la surface courbe des boulets
ce qui pouvait occasionner le percement d'un trou légèrement à côté de
l'endroit voulu. D'autre part lorsque des mesures étaient faites avec
le ruban, il était difficile de trouver la plus petite distance entre ,
deux points sur la surface sphérique d'un boulet.
c) Le broleur
Le broyeur utilisé pour le test avait un diamètre de 40 cm et
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Figure 11 - Le moule ave~ Bon support et le brûleur
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une longueur de 40 cm. et était mis en mouvement par un moteur é1ectri-
que de 0,75 kw (1 hp) lui donnant une vitesse de rotation de 70 rpm
(figure 12). {'
Sur la pa~~ intérieure des barres de levée étaient soudées à
4istance régulière.
La porte de déchargement du cylindrer comprenait deux parois.
Une section de caoutchouc, servant à donner une certaine étanchéité ,au \
broyeur, était doublée par., une plaque d'acier. L'étanchéité était main-, .
tenue par l'application d' une graisse minérale entre la sutface du cy-
lindre et la paroi de caoutchouc et autour des écrous.
Une chute située sur le côté de l' appareil permettait de vider
rapidement et relativement proprement la charge ~ans un contenant appro-
prié.
L'expérience acquise au cours d'une expérience préliminaire a
suggéré une méthode plus rapide pour remplacer la charge sans avoir à (
vider et à remettre en~,'Place tous les boulets chaque fois que l'on devait . i
remplacer le matériel (abrasif. Cette méthode c'bnsista'it à enlever la ,
doublure de caoutchouc de la porte métallique; de desserrer les écrous
et de retourner le broyeur. \
Ain~i la plus grande partie' des matières liquides pouvait s' é-
chapper tandis que les boulets restaien,t emprisonnés à 1 t intérieur du
broyeuf· )
Cette manoeuvre nous a permis de faire passer de 45 à 15 minu
tes la durée de l'opération de remplacement de 1 t abrasit tout en dimi-~
nuant de b,eaucoup 1 t ampleur du travail physrlque. , ~
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Ainsi il s' avérai~ possible de remplacer l'abrasif dans la
charge du broyeur quatre fois par jour plutôt que deux fois.
d) L'abrasif i
1 L'abrasif utilisé pour le test était constitué par du sable de
silice. La distribution granulométrique de ce sabll'! est donnée (tableau
IV).
La silice avait été choisie pour le test parce que c'est un
matériau rencontré fréquemment dans toute opération de broyage. De plus
c' étai t un matériau particulièrement dur pour un prix de revient Bllible.
La dureté de la silice assurait une usure des boulets mesurable dans un •
laps de temps relativement court.
e) Broyage liquide i[
Il a été décidé de faire le test dans d,es conditions de broyage
humide parce que c'est la situation la plus courante dans l'industrie.
La charge du broyeur
Pendant toute la durée de l'expérience la charge du broyeur
était constituée des éléments suivants: 1
1. Les boulets ~talonsr ou de comparaison
a) 20 boulets d'acier forgé (2.82 cm.)
b) 20 boulets ni-hard (2.5 cm.)
c) 20 boulets à haute teneur en chrome (2.5 cm.)
2. Une centaine de boulets, en fonte blanche au manganèse et au chrome,
--, ... "";' j ';(..
o
....
(J
- --_._---,
TABLEAU IV
DISTRIBUTION GRANULOMETRIQUE DU SABLE
DE SILICE
dimensi,9Jl' des particules (mesh)
10
- 10 + 14
- 14 + 20
~"
- 20 + 28
- 28 + 35
- 35 + 48
- 49 + 65
- 6S
~
moyenne de deux échantillons - ,
_ ......., ... .....-- -___ ,...... _ ,.... -~----r--,
'110
,.
%
3,45
20,35
32,32
33,02
8,49
2,12
0,19
0,04
j
i '1 l 1
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J
1 1
V
1 \
l,· j
cr
,-----------" -------
coulés pour ce travail.
3. 55 kg. de boulets à haute teneur en chrome composant la plus grande
partie du matériau de broyage.
4. 5 litres de sable de silice.
5. 4 litres d'eau.
Impo~~ce de luroportion de matière solide dans la charge du broyeur
Le volume de la charge représentait la moitié de la capacité
to tale du broyeur. Les quantités de sable' et d'eau avaient été déterminées t
de façon à remplir l'espace libre entre les boulets d'une mixture ayant
une proportion de matière solide déterminée.
La proportion de matière solide est un facteur très important
dans l'opération d'un broyeUl: car elle détermine la valeur' de la viscoil
sité du mélange. Par conséquent, elle influence la cinétique du broyage,
J ce qui à son tour influencera le rendement énergétique (la quantité d ,/-
nergie nécessaire pour broyer une certaine quantité de minerai). le débit
dans le circuit de broyage et la distribution granulométrique dr parti-",
cules à la sortie du broyeur (47).
1. Si la pâte est trop épaisse, elle ralentira les boulets, réduisant
2.
3.
la force des chocs jusqu'à un point tel qu'elle sera insuffisante
pour briser les particules. Il,est aussi possible que les boulets
adhèrent à la paroi du broyeur.
Si la pâte est trop liquide, il y aura de plus en plus de contacts
entre les boulets, ce qui causera un gaspillage d'énergie et une
usure accé]érée des boulets.
Si la viscosité varie entre ces deux extrêmes, cela entratnera un "\ ... ~
1
1 1
1
o
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___ ~b:::..,._;;. _____________________________ bz:' ~"'I"" ___ . __ .. _~
r 59 !
changement dàns les deux fonctions de broyage des particules (breakage
functions) qui décrivent, l'une, le rythme de rupture des particule
et l'autre la m~nière dont elles se brisent (la dimension et la dis
tribution granulométrique des particules produites par le broyage). , . Le résultat sera un <cha~gement dans les produits de broyage et le
rendement du broyeur. Dans l' indu9trie minière, les ingénieurs" ten
\ tent bien sûr de déterminer et d'utiliser les conditions optimales
d'un point de vue économique. \'
'1 Dans la pratique il est usuel d'utiliser un pourcentage supérieur
~
à 75% dans l'industrie, et de seulement 25% dans les petits broyeurs de
°laboratoire, afin de ne pas trop freiner les boulets.
Calcul du pourcentage de matière solide
Les données sont: volume de 8i02: 5,0 litre
volume de H20 : 4,0 litre
aên~;~é de 8i02: 2,85
densité de H20: 1,00
voiume libre dans
100 ml. de 8i02: 40 ml.
% solide = 5 x % 6 x 2, 85 x IOQ 4 + x 0, 6 x 2, 85)
= 68%
Le broyeur employé, étant de plus grande ~imens1on que ceux
r.,.. en céramique habituellement employés en laboratoire (40 cm. de diamètre
\"
o
--- --- --------
au lieu de 20 ou 25 cm.) et qui ne sont pas doté s de barres de levée,
a permis d'utiliser un pourcentage de matière solide plus près de celui
utilisé dans l'industrie sans nuire au mouvement des boulets et au méca-
nlsme d'abrasion.
"'}
f) Routine des 0Eerations Eendant le test
1. Arrêt du broyeur
2. Vidange du sable broyé
3. Addition de sable et d'eau frais
4. Mise en marche du broyeur.
Tout ceci était répété quatre fois par jour, à des intervalles
d'approximativement trois heures. La charge n'était pas remplacée pen-",
dant la nuit, même si le broyeur était en opération 24 heures par jour.
L'expérience dura 17 jours, laps de ~emps au bout duquel, il fut jugé
que les boulets avaient été suffisamment usés. Environ 600 kg. de sable
furent broyes au total.
Une mesure de la distl;'ibution granulométrique du sable après
broyage a aussi été faite en' utilisant un sédigraphe (figure 29).
A la 'fin de l'expérience. les boulets furent r:écupéré"s, iden-
tifies, c1as's'és et pesés.
3. 5 - TESTS DE DURETE
Tous les résultats de test de dureté (Rockwell ou Knoop) dans
ce travail sont la moyenne d'un minimum de 5 mesures.
, 60
!
1
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1
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------------- ----_ . ...:.-_----
61
. --1 C)
3.6 - METALLOGRAPHIE
Un boulet de chaque groupe considéré comme intéressant, vu les /
résultats du test et les compositions chimiques~fut choisi p~ur examen
métallographique.
A cause de la difficulté de prélever un échantillon dans une
sphère, les boulets furent mo~tés d'une pièce dans de la résine à prise
rapide.
Après abrasion dp leur surface avec des bandes abrasives de
plus en plus f.ines, le polissage final fut fait en deux étapes avec de
l'alumine de 5 et 0,3 unde diamètre respectivemen~.
Les solutions utilisées ~our révéler, par attaque cbimique,
la micro-structure des spécimens furent:
alliage solution ...
fonte à h'lute teneur en t'rurome 1 partie de RNO 3, 2 parties
de HCL et 3 parties de glycerol
fonte Ni-hard picral
acier forgé nital
fontes au manganèse pic raI
Les micro-structures furent observées à l'aide d'un mjèToscope métallo-
graphique Reichert.
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CHAPITRE IV
RESULTATS EXPERIMENTAUX
4.1 - METALLOGRAPHIE
L'examen métallogra~hique de la microstructure des boulets a
permis-l'observation de plusieurs phénomènes.
a) Des phases présentes
Dans tO'ltes les microstructures observées, la cémentite formait
une phase, continue autour de la matrice.
Quant à la matrice, formée des produits de la décomposition de
l'austénite, l'examen métallographique a révélé diverses phases formées
lors du refroidissement. La nature, la distribution et la quantité p~é
~ente de ('es ptâses sont: déterminées par la composition chimique, la vi-
tesse de refro~ssement et le traitement thermique des divers groupes
de boulets.
Malheureusement, comme aucune mesure de la température du moule
en fonction du temps n'a été enregistrée pendant les diverses coulées, il \,
sera impossible de comparer les vitesses du refroidissement des boulets - Il ,
pendant et après la solidification. Par conséquent: il sera difficile '"
de tenir compte, d'une coulée à l'autre, de l'effet possible sur la micro-
structur~ finale de paramètres ayant varié, comme la température du metal
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1
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en fusion, la température du moule avant la coulée. la température du 1
moule à son ouverture.
63
Deux phases peuvent être identifiees comme les principaux cons-
tituants de la matrice:
1. Perlite: Extrêmement fine. la résolution des plaques de carbure
et de ferrite n'a pu être observée que dans un seul cas, ceiui de la cou-
lée #21, c'est-à-dire celle qui contient le moins d'éléments d'alliage
et aussi la moins dure. Cette observation n'a été possible qu'en utili-
sant le plus grand grossissement disponil>]a (obj ectif avec immersion à
l'huile) •
Après une attaque chimique au picral, la perlite prend une cou-
leur brunâtre qui dans certains cas est unifor~e alors qu'en d'autres cas
elle est plus ou moins foncée. Ces vari:ltions dans la couleur de la per-
lite peuvent être attribuées à des variations de l'orientation et de la
finesse de la perlite, à la forme des carbures (présence possible de
bainite) et à de la distr:1.bution des éléments d' all i..age.
2. Austénite retenue: ~près attaque chimique, elle demeure presque
incolore, comme la cémentite. Après une attaque au picral, une seconde
attaque à l'aide d'une solution de méta-bisulfure de sodium permet de
révéler des structures,brunâtres et allongées, probablement de la ~r-~ .... !
tenslte.
Toutes les microstructures observées peuvent être classées en
deux types, selon la distribution des phases constituant la matrice: -1 - Celles 'ldont la matrice est constituée entièrement de perlite.
2 - Celles dont la matrice est constituée d'un mélange 'de perlite et
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1 TABLEAU V \
ANALYSE CHIMIQUE DES DIFFERENTES COULEES
Cl (% EN POIDS)
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% C %Mn % Cr
~ 1 /' J • ,
1 1
1 3.2 3.4 0.0 1 2 3.3 3.2 \.... 0.6 1
l'
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4 3.4 3.9
5 3.3 2.3 -1
~ •
0.0
0.9
l 7 3.3 3.25 3.5
8 3.1 3.1 2.8
9 3.3 2.35 2.8
10 3.3 2.6 1.7
11 3.1 2.5 1.5
12 3.3 3.3 1.2
16 3.3 2.95 1.9
" ,/
17 3.4 4.25 2.3
18 3.5 4.8 1.1
19 3.3 4.3 3.25
20 3.5 4.2 0.9
21 3.3 2.2 0.0 1-
22 3.45 )
4.15 \, 2.05
23 3.2 5.5 0.0
0 24 3.5 5.1 . 0.0
25 3.4 4.0 0.0 -
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65
d'austénite retenue.
N.B.: La lettre Jar, suivant le chiffre désig1l@~un groupe de boulets._
indique des boulets nI ayant pas s~bi de traitement thermique. -La lettre lb' indique des boulets ayant subi le traitement ther-
mique. ' Le chiffre indique 1 r ordre chronologique des coulées.
DI après les figures 13, 14, 15, 16, les boulets contenant moins
de 4% en poids de manganèse ont tous une microstructure entièrement perli-
tique.
Le chrome ne semble pas avoir d'effet visible sur la microstruc-
ture. Les boulets la, figure 16, contiennent un peu d'austénite retenue,
probablement due à un refroi~ plus rapide dans ce cas.
-~ _ Une microstructure typique des boulets contenant plus de 4% en
poidR de manganèse est montrée sous un fort grossissement, par la figU~ 17. On peut y distinguer:
Une grande quantité dl austénite retenue
De la pedite extrêmement fine
Des structures martensitiques allongées et plus foncées, révélees par
l'attaque chimique d'une solution de méta-bisulfure de sodium.
Des carbures secondaires allongés, continus avec la cémentite en tou-
rant l'austenite et qui découpent la matrice.
Une comparaiso~ des figures 18, 19 et 20 perme.t de noter une
certaine influence du chrome sur la matrice des alliages contenant envi-
ron 4,2% en poids de manganèse.
Changer le contenu en chrome, de 0, O. à 0,9% en poids, change uné'1 struc-
ture 100% perlitique en une microstructure très austénitique. La
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~ Métallographie,
Figure 13 -
groupe 21a
(X 250)
Fig,ure 14 -
~groupe 9a
/' (X ~50)
9
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environ 2,4% de
, C: 3.3%
C: 3.3%
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manganèse
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Mn: 2.2%
Mn: 2.35% ~
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~tallograp~ie: environ 3.2% de Mn
Figure 15 -
groupe la C: 3.2%
(X 250)
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groupe Sa C: 3.1% ~
(X 250)
~
Mn: 3.4% Cr: 0.0%
-Mn: 3.1% Cr: 2.8%
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MétallogTaphie. environ 4.1% de manganèse
Figure 17 -
groupe 20a C: 3.5,%
(x 1400)
Figure 18 -
groupe 25A" C: 3.4% Mn: 4.0%
(x 250)
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Cr: 0.9%
Cr: 0.0%
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transformation partielle de l'austénite est accompagnée par la forma-
l~ l 1
l 1
tion de carbures secondaires. i ;
L'addition d'une plus grande quantité de chrome ne change pas signifi- 1
cativement la quantité d'austénite retenue mais les ca~bures secondai- 1 , J
res ne se forment plus.
Enfin l'utilisation d'une plus grande teneur en manganèse ne
fait qu'ajouter à la quantité d'austénite retenue (figure 21).
b) Effets du traitement thermique
Le traitement thermique n'a eu aucun effet notable sur les
microstructures perlitiques.
Il n'a eu un effet significatif que dans le cas des boulets des . " p :
groupes 1, 20 et 22 (comparer les' figures 15, 19, 22 et 23) où il a permis
à l~austénite de se décomposer èn plus grande quantité en une phase sem-
blable à de la per-lite. Par contre, aucune formation appréciable de mar-,
tensite n'a été observée à la suite du traitement thermique. Tous les
autres groupes de boulets ayant une microstructure austénitique n'ont
pas été affectés par le traitement thermique, l'austénite étant probable-
ment trop stabilisée pour être transformée.
Dimension des grains 1
)
Une comparàison des figures illustrant la microstructure des \ ...
! ~
i : 1 1
! 1
boulets montre que la dimension des grains est toujours du même ordre
de grandeur. \ 1 ':t Les figures ~6 et 24 montrent que le refroidissement plus rapide ,
0 ,t près de la surface d'un boulet produit une microstructure plus fine, mais
---,-
"
Métallographie
Figure 21 -
groupe 23a C: 3.2%
(x 250)
"
Effet du traitement thermique
Figure 22 -
groupe lb C: 3.2%
(X 250)
o
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J
..
Mn: 5.5% Cr: 0.0%
Mî:ï: 3.4% Cr: 0.0%
, " ...
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Cl
Métallographie
Effet du traitement thermique
Figure 23 -
groupe ZOb
(X 250)
Dimension des
Figure 24
groupe 8a
(X 250) 1 ,
()
grains
C: 3.5%
près de la
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, ,
Mn: 4.2% Cr: 0.9%
surface d'un boulet
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. Figure 25 - Microstructure d'un boulet d'acier forgé'
martensitique
(x 250)
Figure 26 - Microstructure d'un boulet Ni-hard
(X Z50)
Figure 27 - Microstructure d'un boulet à haute teneur
en chrome
(x 250)
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aya~~les.mêmes caractéristiques que celle au centre du V'...-. . \).
Microstructure des boulets commerciaux --"'La microstructur~ des boulèt$ commerciaux (figures 25, 26 et
27,) était formée: l ,
\ E~tièrement de martensite, POU& les boulets d'aciêt forgé marten-
sitique.
De la martensite dans un réseau continu de cémentite pour les
boulets de fonte blanche martensitique Ni-hard. ,
Cémentite et carbures de chrome dispers~s dan~e matrice mar
tensitique pour les boulets de fonte blanche martensitique à
• haute teneur en chrome.
4.2 - LE TEST D'ABRASION
~ <J
a) Définition d'un index d'abrasion
Les relations développées en appendice II pè~ettent de cal cu-
1er, pour chaque boulet ou groupe de boulet, une usure exprimée en:
grannne usé
centimètre carré
De telles unités ~ont peu
ou en gramme usé
.poids initial e) ~ramm~s
'ignifiea!1V~.u,.ge œ.ns ce
domaine de -recherche est d'exprimer les résultats par rapport à un ma-
tériau de référence, ce qui facilite les comparaisons.
l~-----J-----{
1 1 • l ,-y
~-
"
1
, "
-'. L~
P ,; ,?"
"
IF 'un index d'abrasion relatif est donc calculé à l'aidé' de la
formule suivante:
(:.....L:) matériau testé x 100 ~'
(.~&) matériau de référence :mr 'ou
( poids usé, ) matériau testé x 100 Poids initiaI
Poids usé ( ) matériau de rêférence, Poids initial
..
Un matériau plus ou moins usé que le matériau de référence montrera un
index supérieur ou inférieur à 100.
82
D'aut're part, on peut également défini;r' un index de réSistance
à l'abrasion, où les relations précédentes sont simplem€nt inversées •
. ) b) Résultats du test d'abrasion .
l', o
Les résultats du test d'abrasion sont présentés ~ans des ta-
bleaux (tableau VI et appendice II) où la performance individuelle de
chaque boulet ainsi que la performance moyenne de chaque groupe sont
inscrites.
Certains groupes sont représentés par moins de trois boulets
~ parce que:
- ou il y a eu ~oins de 6 boulets acceptables lors de la coulée
- ou certains boulets ont été sacrifiés pour un examen métal1ogra-
phique
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!!,. • TABLEAU VI
---#" ~ RESULTATS DU .ESt D'ABRASION
1
groupe nombre de index d' brasian va~~ance index d:~ _ variance
boulets moyen moyen
P/R Poids init. P/R Surface init.
. ~ la 2 117.73 1.64 116.95 2.47 l' ~
1 ~3
, lb ).l3.67 1.57 1l~.~1 ~ 2.12 ,
1
2a 1 103.70 0 ~
103.26 o -~
103~9
1
2b 3 104.09 0.68 0.65
( 4a 3 112.02 1.52 110.58 1.66
4b 3 ..; 110.64 1.35 109.855 1.35 1(' \ . .
\ .. ~\ Sa 2 110.48 0.04 109.58 0.35 !
5b - 3 109.22 i.52 108.19 0.97 1 i
7a 2 104.26 0.09 103.54 0.03
7b 3 104.22 0.3 102.92 0.7 11
8a 2 103.34 ~ 0.33 101. 90 -0.31 ~ . ~
3v 1
8b 102.96 0.14 102.04r~ b.14
" 9a 3 . 106.07 0.59 104.413 0.28
" 1 "--J ~l . . 1"") . ~
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'----~' ! ' __ c _~ _______________
fliItC. -~OCI'" -- ---- --. . ' . ,
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" 1 1
" 1 --, , 4'!Ieo j>- .,
f-t>
'" ; TABLEAU VI (sûite)
1 9b 3 104.47 0.79 104.04 0.55
~ 1"< 10a 2 103.92 0.27 103.18 0.19
1 ,-<:
lOb 3 105.65 2.03 104.60 1.43 ' t!
'\l' lIa 1 104.84 0.0 102.07 0.0 1
!lb 2 104.01 0.44 102.69 0.90 ~
! , ,
1 12a a
1, 1i~ 3 107.29 1.46 ~ 106.33 11.-' 1.52 ''')
Y
1 16a 2 106.89 0.85 106.00 0.97
16b 2 106.57 1.24 106.46 0.89
17a 2 105.79 1.7~ 115.77 1.54
17b 2 112.31 0.19 11'1.63 0.68 .. > - ·1
" -, •
18a 3 120'.61 0.60 120.78 0.96 .. r
1ab 3 118.74/ 0.25 118.31 " 0.61
19a 3 110.13 0.75 108.50 1.,29 ,
19b 3 108.52 0.88 107.81 0.96 \60.,
20a 2 129.73 0.42 130.13 0.70 ;; 1 20b 2 121.42 e 3.13 120.09 3.21
f
... CI)
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1 (" 1
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~4k,~_4Ji ;; ......
:>
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TABLEAU VI (suite)
f 21a 3 109.48 1.20 109.11 0.97
I j
2lb 3 110.59 . 0:31 109.53 0.57
2?a 3 113.02 1. 76 108.75 0.44 .. U l-
22b 2 111.16 0.33 108.23 0.36 ~
~ ~ 23a 3 122.77 .0.95 ,119.76 1.61 r 23b J 2' 117.94 0.68 115.49 0.22
1 24a o 3 111.15 0.96 "- 108.37 0.96;
t 24b 3 110.29 3.12 107.29 ' 2.79 cl' .,' J
~ 25a 2 117.74 3.47 114.94 2.82
j 25b 2 ~ 107.14 0.,19 105~33 '0.24 ..
1 1,.:.
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• ou d'autres boulets ont été sacrifiés dans un test d'abrasion
pYé],illlinaire
ou des bou1et~ ont été égarés, malgré ,le \systèmed'-f1dentifiCatiOn.
La performance de certains boulet~ n'~ pas été incluse dans le
, calcul de 1: moyenne de'teur irou~e car qn~ porrs~té excessive a causé
une perte de matériau qui n'était pas due uni~u~nt à l'abrasion, et ~, ~
86
l'inc~ution de tels résultats aurait pu fartssêr l'interprétation des don--,ft /' nées 'obten'ues à partit' du test.
~
Les boulets de fonte ~lanche à hâute teneur en chrome ont été
retenu~'~omme matériau de référence pour le c~cu1 des différents index
d'abrasion .. ,,/' (if
~~ 1
Les bou1ets d'acier forgé n'ont pas été retentS parce que leur. " .
"diamètre est différent de celui des autres boulets, c~'qui aurait.p~
faussé l'interprétation des résultats.
.... . Les boulets de fonte ~i-hard ne satisfont p~s non plus les
critères demandés d'un matériau de référen~e.
leu~ résistance à l'ab~asion a été faussée par
Parce que }a mesure de\
la pr~e de nombreux ':
pores qui laissaient en saillie des arêtes de métal qui ont été rapide-, ,
ment usées (figure 28).
. l" " Les boulets de fonte blanche "à haute teneur, en chrome on't donc,
été choisis' comme matériau de référence' un peu par défaut, mais aussi à j
cause de leur qualité,·i1s se sont très bien eoruportés pendant le test
(pas de porosité). Leur haute résistance à l'abrasion en font un très , ,
bon ,matériau auquel sont compares les bouléts expérimentaux.
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F~ure 28 - Deux boulets de fonte Ni-har~;é une
pbrosité, exqessive
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"
c) Observàt:l,ona génétales " ô"
Quelque soit la façon de calculer l'index d'abrasion (par rap-
port au poids initia1~ou par rapport à la surface initiale), les dix , . meilleurs "ëroupes expérimentaux de boulets de fonte blanche alliés 'ave~
du'manganèse et du chrom~ sont les mêmes mais l'ordre du' classement est
assez difféjent (Tableau VII). Ce phénomène peut êt~e attribué à des
variations de la densité (caussées par la porosité) et à des irrégulari-
tés de surface.
89
Aucun de ,ces groupes ne monnre une variance considérable autour
de la moyenne.
Quelque soit la méthode de calcul retenue, les groupes de bou-
lets, montrant la meilleure résistance à l'abrasion, sont situés approxil
mativement dans la zone de la matrice, (Tableau VIII), correspondant à
la moitié inférieure des deux premières colonne.s du tableau. Les autres
boulets, ceux ne contenant pas ou peu de chrome, ainsi que ceux ayant (
plus de 4% en po~ds de Mn, ont montré une résistance à l'abrasion moin-, "" dre.
~
3 - TESTS DE DURET)!: '"
r,-
. "
Un test de dure~é Rockwe11 C a été effectué~ur un boulet pro-
venant de chaque groupe (Tableau VIII). Les résultats de ces tests ont.
-indiqué une certaine corrélation entre la teneur en manganèse et la du-
reté de la fonte: une plus grande quantité de Mn étant\ associée à une
plus gFande dureté. ~" --,'_.;> 1
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~:~"'i"'."' • ............ " ... , _______ ...... """'t:n.d7!' ., _~~ ... , ... _ .. q_._. ______ • ---"------~-~----'
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TABLEAU VII
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LES DIX GROppES DE BOULETS AYANT MONTRE LA MEILLEURE PERFORMANCE, SEllON
Il
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1 1~
1
,
-, 1 1
1
,
1
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---------------~------.~,- -------- -----• ~
" t TABLEAU VIn
RESISTANCE A L'ABRASION ET DURETE ROCKWALL C EN FONCTION DE LA TENEUR EN
blANGENESE ET EN CHROME
Exemp~'de présentation des résültats dans le tableau suivant:
numéro de la coulée
/ % Mn % Cr
,/ ----21 (2.2 - 0.0)
groupe non traité
,th''''',,,,,,,nt -. '0"'\ 50.'-- Dureté Re group~tê ~ thermiquement-------h 109.5 53.3
Index d'ab~sion calculé par rapport à la surface initiale des boulets
~
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%:in ·2.4 3.2 4,1 5,5
::-1 % Cr ~ . ~ '0,0 21 (2,2-0,0) 1 (3,4-0,0) 4 (3,9-0,0) 25 (4,0-0,0) 24 (5,1-0,0)
" a 109,1 50,8 a 117,0 57,4 a 110,6 57,9 a 114,9 53,5 a 108,4 58,0 b 109,5 53,3 b 114,3 58,3~ b 109,9 56,6 b 105,3 54,6 b 108,3 57,4 - #.
0,9 5 (2,3-0,9) 2 (3,2-0',6) 20 (4,2-0,9) <
a 109,5 45,3 a 103,7 55,7 a 130,1 61,6 b 108,2 55,2 ~ b 103,4 56,2 b 120,1 6i,7 18 (4,8-1,1)
a 120,8 61,2 1,3 11, (2,5-1,5) 12 (3,3-12,) b 118,3 60,4
a 102,1 55 .. 8 b 102,t.57,1 b 106,3 56,9
\ . 2,0 10 (2,6-1,7) 16 (2,95-1,9) 22 {l.,2-2,1}
a 103,2 ~],6 a 106,0 57,2 "
a 108,8 59,8 .. b 104,6 56,9 b 106,5 57,0 b 108,2 59,0
.. : 17 (4,25-2,3)
:'\ a 115,8 60,2
, b 111,6 61,S
2,8 9 (2,34-2,8) 8 (3,05-2,75) -a 10'4,4 57,7 a 101,9 57,1 b 104,6 58,6 b 102,0 57,7
3,4 J (3,25-3,5) 19 (4,27-;\,25) a 103,5 58,7 a 108,5 60,0 b 102,9 ?8,7 b 107,858,9'
> l'
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23 (5,5-0,0) il'-
a 119,8 61,85 b 115,5 60,95 ""
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'" f" , 'b TABLEAU IX .l!Jl.tio"
, RESISTANCE AL' ABRASION ET DURETE ROCKWELL C , .
DES 'BOULETS COMMERCLAUX "
,-,
Type Index d'abrasion c..tJ..eulé à partir Durete
de ,la surface ,initiale du poids tnitial (Re) ,;"
haute teneur r-
100 1'00 64,3
en chrome
Ni-hard 117,"'72 ' 117,69 61,9 1
acier forgé* lJ.4,,39 101,50 61,1 '.
* La grande ~ifférence entre les deux index est due au diamètre
supérieur des boulets en acier forgé.
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l u.; accroissement de la teneur en chrome, à teneur de manganèSe"'''
cons te, ne semble pas causer un durCis~ement significatif de la fonte •
Cependant quand la teneur en manganèse es t proche de 2, 3% ~ une variation
de la teneur en chrome de 0,0 à 0,97. du poids total est accompagnée d'un
durcissement notable. '
Un test de micro-dureté (Diamond Pyramid Hardness) ~ utilisant ~
des faibles poids (50 g) et une pointe de diamant ayant la forme d'une
o pyramide avec un angle de 136 , a été effectué afin d:e comparer la dure-
Q
té des diverses phases présentes dans la microstructure.
La cémentite était la phase la plus dure (1175). suivie de
l'austénitê (795) et enfin de la perlite (590). .{
~
Malheureusement la dispersion des résultats étaii trop grande
pour permettre la détection de variations dans la dureté des diverses
phases eq fonction de' la teneur en éléments d'alliage.
\.
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o
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---------------.
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CHAPITRE V
DISCUSSION DES RESULTATS
5.1 - VALIDITE DU TEST D'ABR1S!ON
•• !If; Trois observations permettent d'accorder une certaine confiance
aux résultats obten~s à-pa;:tir du test d'abrasion utilisé dans ce travail:
1 - :r., faible dispersion ou variance, des résultats observés pour chaque D
2 -
groupe de boulets.
La~rence entre les performances des divers groupes de boulets
es~upérieure souvent à la dispersion des résultats. Ce quf permet
de supposer que les variations dans les performances observées pen-,
dant le test d'abrasion dénotent une réelle différence concernant
les" propriétés physiques de ces matériaux. \
3 - L'abrasif n'étant pas remplacé pendant la nuit (une période d'envi':'
ron 15 heures), il nous a semblé nécessaire de vérifier que le me-
canisme d'abrasion n'ait pas subi de changement notable. Après un
laps de temps d'utilisation, le sable aurait pu deveni:r~ si fin qu'il
en perde son pouvo<ir abrasif.
Aussi, à différents intervalles de temps, des mesures de la
distribution granulomé trique du sable ont été effectuées à l'aide d'un
sédig;raphe. La figure 29 montre les résultats de ces mesures.
Les courbes de distribution granulomêtrique relatives à 6
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'dIALi Il',*~
96
1
Figure 29 - Distribution granulométrique du sable de silice après
différentes périodes de broyage. Pourcentage de la
masse totale pl~ petit; qu'un certain diamètre en
microns. Mesurée avec un sédigraphe.
l
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Diamètre spb~riq\le équivalent en ytn. \
\
o
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o
J ______________________________ . ______ ~------------~------------------------------------._I----- __ _
\ ... 98
) heures et 16 heures de broyage sont très proches. Cela.semblerait indi-
quer que le broyage s'est beaucoup ralenti.
Mais en réalité le broyage a continué> en considérant qu~ le
facteur important, le travail effectué, est représenté plus exactement
par la surface nouvellement créée des particules que par leur diamètre.
L'application des résultats à un usage industriel est diffici-
le. Les dimensions du broyeur, les propriétés de l'abrasif et de la pâte
sont des paramètres dont il faudrait tenir compte à l'échelle industriel-
le.
.--- ~i \
5.2 - POROSITE
,Comme cÎljà mentionné, il n'a pas été tenu compte dans le cal~ul
des résultats des performances de certains boulets présentant une poro
sité. Les arrêtes saillantes créées pa~ un pore ~ant été considéra-) "~\
blement usées, les données obtenues à partir de ces lioulets n'auraient
pas été une mesure de' la réelle résistance à l'abrasion.
La plupart des boulets de fonte blanche Ni-hard présentent une
porosité importante, ce qui ~xpliquerait leur mauvaise tenue lors du test
,d'abrasion. La figu~ 28-montre deux de ces boulets ayant une ~orosité J
excessive qui a nécessité leur élimination dans le calcul des ~ndex
d'abrasion.
5.3 - DETACHEMENT DE MATERIAU
Il est possible que la plus grande dispersion des résultats
• r 1
o
., }
. ,
': -, '
~l ,
.0
! _____________ o;...~ ....... _./, ....
99
~ . ~ariance) ~e certains groupes de boulet soi t causee par le détachement
\...-....; ~
non-observée de petits morceaux de métal (spalling). Un tel phénomène
ne serait pas étonnant vu la ffagilité inhérente des fontes bla~~hes. /
Da~s un broyeur d~ plus grande dimension. où les impacts sul},;ts
par les boulets auraient été plus' importants, de tels événements auraient
t~~ertainement plus fréquents •. • tJ
Dans un tel cas, on peut s'attendre à ce' que les boulets ayant
été traités thermiquement a~raient mieux résisté que le~ autres, puisque
le traitement thermique utilisé était égal~ment un traitement de relaxa-
tion.
5 • 4 - CORROS ION
Il a déjà été mentionné que la surface des boulets de fonte
blanche à teneur élevée en chrome demeurait relativement brillante pen-··
dant le test d'abrasion, tandis que celle des autres types de boulets
était t~rnie, ce qu~ permettait de faciliter l<eur identification.
Les figures 39 et 31 comparent les boulets utilisés, dans un
cas après avoir été nettoyés, dans l'autre, après avoir été nettoyés et
placés quelques jours dans un mélange-d'eau et de sable.
Ces photos démontrent que les boulets à haute teneur en Cr
rouillent beaucoup plus lentement que les autres.
Par conséquent, on peut estimer que la pl';1s grande partie du
matériau, perdu par ces boulets, a été enlevée essentiellement par l'a-
brasion, avec une contribution négligeable de la corrosion.
- '~---'- ---..,.-------,~' ~ .
,\
V' o
1 ...
1
l' 1-1
1
<- -=--------"-----..'
..
<,
Figure 30 - Les différents types de boulets après avoir été placés
dans un milieu humide pendant quelques jours
Figure 31
'.
Acier forgé Ni-hard
Haute teneur en chrome Fonte expériment~le
Les mêmes boulets après avoir été nettoyés de leur l
couche d 'oxyde
Ni-hard '
Haute teneur en chrome
. •
!
.~
~
. '
Acier forgé
!
Fonte expérimentale
\ \
------,--
... I!I dL • ______ ... __
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1
li
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, ,
1 •
- -------- --_.
-,
Or, parm:t: les boulets expérimentés, plusieurs ont suhi une
perte de matériau seulement un peu plu~ considérable.
Comme.:I.1 était déj il prév~sible qu' i;l.s aient une résis \ance à
l'abrasion un peu inférieure,' ôn peut établir avec une bonne vraïsem- _
102
') 0' blance que les dif,~:ttnces de performance 'pendant le test d'abrasion sont
due~ essentiellement à des différences dans la résistance à l'abrasion.
1 jun argument supplémentaire, pouvant être utilisé pou~ établir
ce fait, lest apporté par les ~ifférences notables et bien précises bbser-, l , _
vées entre les performances des divers boulets expérimentaux, alors qu'ils
ont pourtant une composition chimique semblable qui suggère qu'ils se
corrodent de façon semblable.
5.5 - COMPOSITION CHIMIQUE, DURETE, RESISTANCE A L'ABRASION ET MICRO
" STRUCTURE
."
a) Résumé des résultats
Relation entre' la résistance il l'abrasion et la composition chimique
,Le tableau des résultats montre'que les ~atériaux ayant la ,
meilleure résistance à l'abrasion, telle qu'elle est performée lors du
test utilisé dans le présent travail, sont ceux situés dans la partie
infé~ieure'des deux premières colonnes du tableau VIII, quand la teneur \ .
,en manganèse est comprise approxilWltivement entré 2,5% et 3,25%,. et
c'elle du chrome est située entre 1,5% et, 3,5%'. " , " \
En général les boulets contenant peu où pas de chrome et ceux
contenant plus de 4% de manganèse montrent, une résistance à l'abrasion
. ,
-.-- -~ ~~ --------__ .. _~ ... I
! f. 1
W 1
(
o
...
-------.:;......--_.-.-. - - --------~'~~--~------------~~-----------
.. ( inférieure.
Relation entre la résiatàncé à l'abrasion et !ê microstructure
Tous les boulets ayant une microstructure contenant une quan-
tité appréciable d'austénite ont montré·une très 'mauvaise résistance à
l'abrasion.
Seuls les boulets ayant une matrice perlitique et c,ot.ltenant .
du chrome ont une bonne résistance à l'abrasion.
Dureté
Les boulets contenant une grantl~ quantité d~anganèse et
ayant une matrice essentiel1e~ent austénitique ont une dureté d'environ
60 Rockwe11 C. Tandis que ceux ayant une teneur en manganèse moins éle-,
vée et une ~icrostructure per1itiq~e. ont une dureté moyenne proche de
57 Rockwell C. A l'exception des éoulées #21 et #25 qui sont beaucoup
moins dures.
b) Discussion des résultats
l 1
Relations entre la teneur en manganèse, la présence d'austénite et
la résistance à l'abtasion
L'austénite est une phase plus dure (40 Rc vs 20 Rc) (48) que
103
la perlite, P4rce qu'elle a tendance à se transformer en m.!l.rtensite ~ors-
qu'elle est déformée. n'ailleurs ce phénomène devrait être encore plus
~, ~ évident daœle cas des fontes étudiées puisque le processus d'élabara-
tian'ne devrait produire qu'une austé~ite métastab1e. Des tests'de
.... ____ ~~ ______________________________ --____________ ---J
".' n'li .pli rt .. ~... 1 "fiG'!:]; 1 lV7 q ps.t SI ~":C IIR Ji;.... . 1; •• ~r·.~ +. _. '
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d'
micro-dureté ont d'ailleurs démontré que .1,J austénite est Vraiille'Ilt plus
dure que la perlite.
La métallographie a montré qu'il y avait quelques aiguilles de
martensite dispersées dans l'austénite mais nous avons estimé qu'elles e
ne pouvaient pas avoir une grande influence sur les propriétes du maté-
riau, vu leur faible quantité.
104
Il est dès maintenant possible d'énoncer une relation entre les
différents facteurs: les alliages contenant une grande quantité de man-
ganèse contiennent aussi de l'austénite retenue, ce qui confirme les -~- .........
propriétés déjà connues de cet élément, et comme l'austénite est plus
dure que la perlite, ces alliages ont aussi une plus grande dureté que
ceux qui ont une matrice perlitique.
Or, contrairement à ce qui aurait pu être espéré, les micro-
structures austénitiques plus dures, et qui contiennent un peu de mar-
tensite, ont eu une résistance à l'abrasion ~nférieure à' Ip plupart des
micro-structures perlitiques. ,1
Deux hypothèses peuvent être envisag€es pour expliquer ées
résultats: , 1 - Le mécanisme de l'abrasion est tel que le matériau constituant le
boulet est enlevé avant que le travail à froid ait pu causer un dur-
cissement de la matrice résultant d'une transformation de l'austéni-
te.
2 - La transformat~Qn martensitique a bien lieu mais elle est accompagnée
d'un changement de volume de la matrice qui cause la formation et la
propagation de fissures dans la cémentite, causant ainsi la perte de
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matériau.
Relations entre. la~ teneur en chrome, les caractéristiques dé l~ matrice <
et la résistance à l'abrasion
Les fontes austénltiques, contenant plus de 1% de chrome, ne contien-
nent aucun carbure secondaire.
La teneur en chrome a peu d'effet sur la quantité d'austénite retenue 1
et sur la résistance à l'abrasion des fontes austénitiques.
La comparaison, entre la coulée 1121 et les coulées contenant plus de
chrome, montre que le chrome a un important effet de durcissement,
causé par un affinage des lamelles de per1ite. Cet effet n'est pas
évident pour les alliages cbntenant 3% et plus de manganèse parce que
cet élément, comme le chrome, occasionne un affinage de la per1ite. . ,
Les techniques métallographiques c1as~iques ne permettent pas d'Qb-
server d'autres effets de la teneur en chrome sur la microstrficture
des fontes perlitiq~es.
Les mesures de dureté n'ont pas permis de déceler un effet notable de
la teneur en chrome, pour une teneur en manganèse-.constante.
Les fon~es perlitiques contenant du chrome montrent une résistance
supérieure à l'abrasion.
'Pour. expliquer ces' résultats nous ne pouvons que suggérer" les
divers effets positifs que ie chrome peut avoir sur la microstructure:
une augmentation de la finesse perlitique
bénifique de la forme et de la longueur des lamelles de
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- une formation possible de bainite et de martensite resultant de l' aug
mentat±~~ de la. trempabilité usuellement associée avec l'addition de 1
'chrome à un alliage
- un durcissement structural cause par la mise en solution de chrome
~dans les diverses phases
- une formation de carbures de chrome plus durs que les carbures de fer
dans la cementite.
Effets du traitement thermique
- Le traitement thermique de recuit, applique après la coulee aux 'bou-
lets ayant une microstructure perlitique, n'a aucun effet notable sur
la dureté, la microstructure et la r,ésistance à l'abrasion. ~
- L' austenite retenue dans les microstructures des coulees Ill, tf20 et
If22 se transforme, à des degrés divers, en, une phase semblable à de ••
la perlite très fine.
- La transformation d_e l' austenite retenue n'est pas accompagnée par
la :formation de martensite, af,èis la résistance à l'abrasion etit plus
grande.
- Le traitement thermique a un léger effet positif sur la résistance à
l'abrasion des fontes aus ténitiques. causé peut-être 0 par une trans-
formation non-obsèrvée de l' austenite qui reas.irait différemment à
la ~.éformatioü. ,
, N. B.: La différence entre la performance des boulets ayant subi
le traitement thLiqUe et les autres est si faible qu'elle
peut être accidentelle. Par consequent, la remarque précé-
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il 1 1
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dente doit être considérée avec prudence.
Il s'avère dif~ile d'élaborer de~ fontes blanches à austénite méta~
stable pouvant'être déstabilisée par le trftitement de recuit. En
~n faisant passer la teneur de 3,2% à ~,l% en manganèse, d,ns __ ' ~ ~ AP la plupart des cas, la matrice' obtenue après la coulée est changée
d'entièrement perlitique à un mélange de p~rlite et d'austénite rete-
nue trop stable pour être âffectée par le traitement thermique. f
Enfin l'idée de ce travail: obtenir des .fontes martensitiques par ~ r <ç
le traitement thermiquecde fontes austénitiques méta-stables, semble
107
.difficile à réaliser avec la gamme'des compositions chimiques étudiées. , , .
L'effet du traitement thermique, lorsqu'il est "effectif, est d'obtenir
'un matériau présentant une stroucture perlitique au lieu cl 'une struc-
ture martensl~ique.
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CHAPITR]} VI
--SUGGESTIONS POUR DE FUTURS TRAVAUX
D'autres techniques que celles utilisées pour le présent tra-
vail pourraient permettre l'examen d'une plus grande variété de maté-'"
riaux. Le test du broyage serait alôrs réservé aux matériaux les plus
interessants.
a) Faire' une étude du diagramme de transformation pour chaque composi-
tion chimique
b) " Examiner les effets de diverses vitesses de re
de la coulée, sur la microstructure.
métal en fusion
f lors'\..,J
oulant le
des températures
, .;.
'~ , , , .
I>~i-<J} • ..
~(' ~. 1
.J. ~, .. ~)'):::::r:::e~tude détaillée du traitement thermique: ~ - Trempe préliminaire dans l'azote liquide
,1
~ . -~ ~ .. ,.
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L, .' -------- .. -
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durée et température du recuit
trempe après recuit. 1
1 f j' d) Utiliser un test d'abrasion plus simple et plus rapide que celui des
boulets marqués pour sélectionner les matériaux les plus intéressants. 1 i 1
Au cours des diverses coulées, il serait très utile de pouvoir enregis-
trer la vitesse de refroidissement du métal ~s le moule. 1
Directions de r~,cherche
il serait intéressant d'étudier les effets d'autres éléments que le
, / ~." '1 h "
, ..... , ~ .t"~f,h ~"",:r...t.ï-,-', _____ _
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manganèse et le chrome, par exemple le carbone, le vanadium, le
molybdène, le cuivre, le nickel. Ces derniers éléments pourraient
ame!r des
la forme et (, L~s boulets
changements dans la tremp~bilité de la matrice, la dureté,
la distribution des carbures.
à micro1structure austénitique méta-stable.
En utilisant les méthodes déjà suggérées, et en faisant une recherche
( plus systématique, il devrait être possible de dé:erminer si 1 'objec
~ des études entreprises par P. Bryant et le présent travail est
réalisable: c'est-à-dire élaborer des fontes blanches martensitiques
109
au manganèse, résistartes à l'abrasion et susceptibles, d'être utili
'tl sées comme matériau de broyage à partir d'une fonte austénitique méta-
stable. ,1
Les boulets à microstructure perlitique
Les boulets les plus résistants à l'abrasion ont été ceux contenant
du chrome, mais les compositions chimiques expérimentées n'ont pas
permis de savoir si le manganèse contribue à cette résistance, il se-
rait donc intéressant de comparer ces alliages avec des fontes con-
tenant de 1,5 à 3% de chrome et moins de 1,0% de manganèse, et aussi /'
avec des fontes blanches'perlitiques classiques (e.g. coulées en
moule de sable).,
__ ~ ___ .. _b _____________________________________________________ \' ______________ ~~ . ______ _
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...
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CHAPITRE VII
CONCLUSIONS DU TRAVAIL
7.1 - LE TEST D'AB1A~ION
t Le test d'abrasion s'est révélé excellent pour mettre en évi-
dence des différences relatives de la résistance à l'abrasion des divers ~
alliages expérimentés.
• 7.2 - FONTES PERLITIQUES
Parmi les boulets étudiés, ce sont ceux ayant une micro-structure
perlitique et contenant plus de 1% de chrome qui ont montré la meil-
leure résistance à l'abrasion • . Le chrome et le manganèse ont tous deux pour effet un affinage de
la perlite.
Le chrome a un effet bénifique sur la résistance à l'abrasion des
fontes perlitiqu~s. ~ {
Le manganèse ne semb1e'Ras, dans l'intervalle de compositions étudiées,
contribuer à la résistance à l'abrasion des fontes per1itiques.
7.3 - FONTES AUSTENITIQUES
Les fontes contenant plus que 4% de manganèse ont une microstructure
~- "'_.1""''' tll"" ... ' .... '_. ______ ....... _-;"_~ __ ---__ _
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composée d'un mélange d'austénite retenue, de perlite très fine et
d'un peu de martensite.
Ces fontes sont plus dures que les fontes perlitiques: l'austénite
et la martensite étant tous deux plus dures que la perlite.
Ces fanEs ont montré une résistance à l'abrasion très inférieure aux
meilleures font'es perlitiques. Ce comportement est attribué soit à
un changemen~ de volume de l'austénite transformée par le travail à
froid, soit au mécanisme d'abrasion.
Aucun carbure secondaire ne s'est formé dans la microstructure des ,~
fontes austénitiques contenant plus de 1% de chrome.
La,teneur en chrome ou en manganèse ne semble pas avoir d'effet sur
la quantité de martensite formée.
111
La teneur en chrome ne semble pas avoir d'èffet sur la quantité d'aus-
ténite retenue dans la microstructure. Une exception 'cependant, les
alliages contenant environ 4% de manganèse, pour lesquels changer
la teneur en chrome de 0,0 à 1% modifie la microstructure d'entière-
ment perlitique à austénitiqu~. ~
--''''0) , L'austénite retenue dans les diverses microstructures était trop sta-
ble et n'était que peu influencée par le traitement thermique •
Dans quelques cas, l'austénite répondit au traitement thermique et se
décomposa en un matériau s'approchant de la perlite •
Le seul effet bénifique du recuit était alors "de transformer l'austé-
nite, peu résistante à l'abrasio~, en une phase plus résistante. Mais
la résistance à l'abrasion du matériau résultant 'du recuit était enco-
re inférieure à celle des fontes peflitiques.
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APPENDICE l
CALCUL DE L'ABRASION EN UNITE DE POIDS PAR UNITE DE SURFACE
Les données sont:
Pl = poids initial en grammes du boulet
~ P2 = poias final en grammes du boulet
Pa = poids initial du. boulet immergé dans l'eau en gramme
0.998 - densité de l'eau à 2loC en grammes par millimètre cube
On cherche à déterminer:
Î '
Matériau enlevé en gramme~_ Pl - P2 Surface du boulet en mm2 - surface du boulet
Le volume d'une sphère est
-:'
4nR 3 V =-3-
où R est le rayon de la sphère
Par conséquent:
3V =-41T et
L'expr~ssion de la surface d'une sphère peut s'écrire alors:
bd • . -r'
.-, .
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Le volume d'une sphère est aussi égal au volume qu'elle déplace:
d'où:
v • Pl - Fs 0.998
..
L'abrasion par unité de surfa~p. peut se 'calculer par la relation:
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113
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APPENDICE 2 .
RESULTATS DETAILLES DU TEST D'ABRASION
V Variance
P ~ :' poids ini tinl d'un boulet en grammes
P2 poids initial d'un boulet immergé dans J'eau, en grammes
P, poids d'un boulet après le test d'abrasion, en grammes
Il index d'abrasio~, ~ar rapport à la surface initiale
12 index' d'abrasion, par rapport au poids initial du boulet
(1) moyenne de vingt boulets
(2) la mesure du poids des boulets immergés dans i'eau a été
(3)
(4)
(5)
faite après le test d'abrasion
é(J.uiva1ent à 0,1988,,, grammes par millimètres' carré
équivalent à 0,0611 gramme usé par grrurume de poids initial
moyenne de 18 boulets
(6) moyenne de 20 boulets
"
.. 1"_ ~-----"'; - ~---- . -------- ----- ------------j
1 1 0 Q !
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APPENDICE 2
PI P2 P3 Il 11moy. V 12 Itmoy. V
hi-cr 67,5390 (1) 55,0259 (2) 63,4140 100,00 (3) 100,00 (40 ni-ha;rd 65,8320 (5) 53,1488 61,1000 117,72 117,69 acier 91,2310 (6) 74,6175 (2) 85,5755 114,39 101,50
1 a 63,2201 54,9756 58,7343 114,48 116,08 65,8495 57,2821 61,0488 119,42 116,95 2,47 119,37 117,73 1,64
b 65,6611 57,1211 61,0408 115,18 115,21 65,7130 57,1508 61,1255 114,17 113,21 2,12 114,30 113,62 l,52 63,6505 55,3648 59,3155 110,27 111,51
2 a 66,0871 57,4127 61,9015 1~3,26 103,26 ~ 0 103,70 103,70 0 . b 65,4428 57,8810 61,2733 103,77 lOt 32
65,2555 56,7111 61,1438 102,47 103,39 0,65 103,17 104,09 0,68 64,7625 56,2968 60,6178 103,93 104,78
~ 4 a 66,0251 57,3"373 61,5695 109,8. 110,49
63,0619 54,7573 58,7683 109,05 110,58 1,66 111,48 112,02 l,52 65,1416 56,5693 60,2400 112,88 114,09
b 65,6055 56,9877 61,2263 108,~1 109,29 62,9638 54,6954 58,6579 109,68 109,80 1,10 111,97 111,08 1,26 65,5746 56,965A 61,0899 111,20 111,98
5 a 65,8695 57,2328 61,4268 109,93 109,58 0,35 110,44 110,48 0.04 65,9969 57,2418 61,5420 109,23 110,52
b 66,2580 57,5913 61,9229 107,02 107,12 64,1001 55,7236 59,7679 109,40 108,19 0,97 110,66 109,22 l,52 63,4785 55,1683 59,2185 108,15 109,88 ~
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," '65,2697 65,0733 65,2888
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65,5727 66,1913 Q
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>6,4438 60,8229 103,55 56,7216 61,1518 103,26 55,0815 59,3878' 101,95
Y 54,9277 59,2428 101,59 57 !Hl,15 61",6213 102,2{) , , -. St,6989 61,1693 101,98 5?,5333 60,9854 . < 101,91 56, 709~, 61,1757 102,23
55,1215 59,3592 104,38 56,8361 61,2678 104,11 56,043? • . 60,3660_ .104,79
56,9705 ' :61,3479 104,81 57,7085 62,19r9 . 103-,54
-\ 56,8309 ) -61,2208· J03, ?,6 57,0465 6i,5097 102,99
'56,8048 9-i,22sC 103,37
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b 65,1175 \ 56,5405 60,B975 65,5,219 56.9202 . 61,2632
\ 65,4318 56,8324 61,0620
.~' 16 a 65,450-7 56,8325 61,211B 6-5,9832 57,2886 61,6411
b 66,5294 57,7662 62,1489 67,0824 5B,2975 62,7670
1 17 a 66,8935 58,1329 62,2329
66,6640 57,9083 61,8800 1 1 b 64,6233 56,1562 60,19B1 1 j 66,4854 57,7647 61,9172
j 18 a 66,6041 57,8574 61,7184 ! 66,5702 57,8653 61,6803
./ 67.1532 58,3960 62,1721 1 i b 64,4300 56,0139 59,7611
64,7343 56,3055 60,0261 66,8002 58,0973 J 61,9658
19 a 63,6459 55,2796 ' 59,3968 66,2351 57,4910 61,7399 63,6840 55,2836 59,4068
b 66,1047 57,4196 61,6776 66,1355 57,4265 61,7932 65,3975 56,7991 61,0676-
20 a 59,6550 51,7199 55,1243 66,2415 57,6029 61,0099 • 66,9345 58,2175 61,6143
------------ -- ---- ----------- -
Il 111IIOy • V
104,90 105,66 106,33 l,52 108,43
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