HAL Id: jpa-00211072

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Submitted on 1 Jan 1989

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Ressorts en alliage de titane

M. Peter, E. Walker, E. Frei, O. Pohler, S. Steinemann

To cite this version:

M. Peter, E. Walker, E. Frei, O. Pohler, S. Steinemann. Ressorts en alliage de titane. Journal de

Physique, 1989, 50 (18), pp.2433-2443. �10.1051/jphys:0198900500180243300�. �jpa-00211072�

Ressorts

^en

alliage ^{de titane}

M. Peter

(1),

E. Walker

(1),

^{E. Frei}

(2),

^{O. Pohler}

(2)

^{et S.} Steinemann

(3)

(1) Département

^de

Physique

de la Matière

Condensée,

Université de Genève, Genève, Switzerland

(2)

Institut Straumann AG,

Waldenburg,

Switzerland

(3)

Institut de

Physique Expérimentale,

Université de Lausanne, Lausanne, Switzerland

(Reçu

^{le 6 mars} 1989,

accepté

^sous

forme définitive

le 17 mai

1989)

Résumé. ²⁰¹⁴ Nous donnons

quelques

considérations sur les

possibilités

offertes par la substitution des

alliages

habituellement utilisés dans la fabrication du ressort-moteur par des

alliages

^{de titane}

qui

^ont des modules

élastiques

considérablement

plus

faibles. Dans une

première partie,

^nous

développons

^{un modèle de ce ressort,}

qui

permet d’étudier de

façon

réaliste certains aspects ^de

ces ressorts, ^{et en}

particulier

les effets de la déformation

plastique.

Nous concluons

qu’avec

^les

meilleures valeurs citées dans la littérature

(limite élastique comparable

à celle des

alliages

^{à hauts}

modules

élastiques),

^{le titane,}

grâce

^{à son module de}

Young

réduit, permet d’améliorer la durée et l’uniformité de la marche du moteur, ^et par là, de la montre

mécanique.

^Dans la deuxième

partie,

^{nous décrivons}

quelques expériences

que nous avons

entreprises,

dans le but de

reproduire

des

alliages

^{de titane avec les}

propriétés

souhaitées.

Abstract. ²⁰¹⁴ We consider the substitution of the

alloys usually

used in the manufacture of

springs

for clockwork motors

by

titanium based

alloys

with lower elastic moduli. A

physical

model of the

spring

^is

presented

which enables us to

study

certain of its

properties,

ⁱⁿ

particular

^{the effects of}

plastic

^strains.

Using

^{the best}

published

^values

(yield strength

^{similar to that of}

alloys

^with

high

elastic

moduli)

^we

predict

for titanium

alloys,

^{due to their low}

Young’s

modulus, ^an

improvement

in both, the

running

time and the

uniformity

^of torque of the clockwork motor with clear

applications

^to watches. Some

experiments

have been carried out to

reproduce

^titanium

alloys

with the desired

properties.

Classification

Physics

^Abstracts

62.20 ^- 81.40C ^- 81.40E

Introduction.

Pendant toute notre vie

scientifique, Jacques

^{Friedel nous a}

inspirés

par la

multiplicité

^{et la}

profondeur

^{de ses travaux, et} par la maîtrise dans la

présentation

^{de son savoir et de ses}

découvertes. Les oscillations de Friedel étaient

symboliques

^{pour le}

potentiel

^{de la}

mécanique quantique

^comme

guide

pour la

compréhension

des métaux et

alliages.

^{Pour la}

compréhension

des

alliages

^{A15 et leurs}

propriétés supraconductrices remarquables,

le modèle de Labbé et Friedel

pointait

^vers

l’importance

des détails de la structure

électronique

^- les métaux ne sont pas faits de ^«

jellium

^{». Ils}

possèdent

^des

diagrammes

^de

phase

^{souvent très}

compliqués ;

les cristallites des différentes

phases

^{ont des}

propriétés

^bien

spécifiques,

^{et dans les}

applications pratiques

^{ce sont les}

mélanges

métastables de certaines de ces

phases

^savamment

Article published online by EDP Sciences and available at http://dx.doi.org/10.1051/jphys:0198900500180243300

travaillés, qui

^{montrent des}

propriétés techniquement

intéressantes. Friedel s’intéresse aussi à

ces

problèmes.

^Les

dislocations,

les effets de durcissement et autres effets ^« terre à terre » sont traités dans certaines de ses contributions. Sans doute cette

partie

^de son oeuvre a-t-elle été

inspirée

par le désir de ^ne pas ^se limiter à la recherche fondamentale et au

développement

des centres

qui

^rendent

possible

^{cette recherche en France et}

au-delà,

mais de voir ses

recherches

porter

^{des fruits dans les}

applications

^dans l’industrie _{du pays}

qui supporte

^ces recherches.

Une

application

^réussie doit résoudre un

problème

existant. A

Genève,

^c’est

l’horlogerie mécanique

^{avec sa} tradition séculaire

qui

^{nous a} fourni certaines idées. Le

problème

^du

spiral thermocompensé

^avait

déjà

été résolu par

Guillaume,

inventeur de l’INVAR et de

l’ELINVAR, Neuchâtelois,

directeur du Bureau des Poids et Mesures à Paris et

prix

^Nobel

1922. Il restait néanmoins la

question

^du

spiral

^non

magnétique,

^{résolue en}

remplaçant l’alliage magnétique

par ^un

alliage

du niobium

[2].

^{Le fait}

demeure,

que le ressort-moteur reste

également

^{un élément}

critique :

^sa réserve de marche est

limitée,

^{et son}

couple

^varie

pendant

^{son évolution.}

Pourrait-on

remplacer également l’alliage

à haut module

élastique

utilisé dans le ressort- moteur de la montre

mécanique ? Quels peuvent

^{être les}

avantages

^{d’un tel}

remplacement ?

Le ressort-moteur,

composante critique

^{de la montre, ne doit ni se casser, ni se}

fatiguer,

ⁿⁱ

subir aucune corrosion

pendant

la vie de la montre. Le ressort est

logé

dans le barillet à dimensions fixées par l’architecture de la montre ; ^ces dimensions sont si restreintes que seuls les aciers à limite

élastique

très haute

peuvent

procurer ^une durée de marche

acceptable.

Seule ^une

partie

^de

l’énergie

^{stockée est}

utilisable,

^{car le}

couple

^{du ressort,}

qui

^chute

proportionnellement

^{avec le}

déroulement,

^ne doit pas tomber au-dessous d’une valeur minimale

C rhin.

^{Il est} souhaitable _{que le}

changement

^du

couple pendant

^un

jour, P24,

soit aussi

petit

que

possible,

afin d’assurer une marche uniforme et de minimiser l’usure.

Certains

alliages

^{du titane ont été}

repérés

^{comme un matériel}

prometteur

pour la fabrication de ressorts. L’avion

DC-10,

^{introduit en}

1970,

^contenait

plusieurs

^{ressorts en Ti}

dans des

applications critiques.

^{Des ressorts} pour la

suspension

automobile ont été

fabriqués

et

testés,

^comme le décrit l’article de Sherman et

Seagle [3].

Ce

qui

^{rend les}

alliages

de titane si intéressants est leur

rapport énergie/masse, Wm.

^Ce

rapport

^est donné par :

et

Les limites

élastiques

7’ela, U ela ^sont

comparables

^{à celles des}

aciers,

alors que les modules G et E sont de moitié

plus petites

^{dans les}

alliages Ti,

^et que ^{p est}

également

fortement réduit.

Les ressorts automobiles sont de forme

hélicoïdale,

^leur

charge

^est torsionnelle.

Longueur

^et

diamètre des ressorts en Ti et en Fe étaient les

mêmes,

^et la section du fil du ressort

ajustée

pour

rigidité égale.

^{La constante de force du} ressort est

égalisée

^en

réduisant,

^{dans le ressort}

Ti,

le nombre de tours de moitié. Le résultat ^est une réduction du

poids

^{de 60 % avec}

cependant,

^{une forte}

augmentation

^du

prix.

Le cas des ressorts en

spirale

^est

plus

délicat : ici c’est la densité

d’énergie volumique qui intéresse,

^{et son}

augmentation

^{dans le cas du Ti est moins}

grande.

^De

plus,

^avec

l’alliage Ti,

^la

mise sous tension du ressort

(le calandrage)

pose certains

problèmes spécifiques.

Nous allons montrer dans ce

qui ^suit, qu’avec

^{des ressorts en Ti on}

^peut espérer

améliorer le facteur

P24,

^en maintenant la durée de marche. Nous conclurons par la

description

^de

quelques

^essais

sur un

alliage

^{de Ti}

qui ^devrait, après

traitement

approprié, approcher

^{la limite}

élastique

^d’un

alliage

à base de cobalt

(le

^NIVAFLEX

[1]), qui

^{est un} des matériaux standards pour ^ressort- moteur.

Pour former ^un ressort, ^{on se} _procure ^une

lame,

caractérisée par les données suivantes :

Dans une

première opération (le calandrage),

^{la lame est enroulée en sens} inverse du sens

de travail dans une

bague

^{et soumise à un} traitement

thermique

pour fixer ^sa nouvelle forme.

Le but de cette

opération

^est

d’augmenter

la déformation

lorsqu’on

^{donne au ressort sa forme}

définitive.

Si

Rbague

^est le diamètre extérieur du

spiral obtenu,

alors le rayon de courbure le

long

^{de la}

lame,

^{à une} distance s de l’axe final du ressort est donné

géométriquement

par

Ensuite,

^le

spiral

^est enroulé dans le sens final de

travail,

^{serré sur} l’axe fixe central

(état armé) appelé

^{« bonde »,} de diamètre

Rb.

^{A ce moment} nous aurons le rayon de courbure

Suit l’introduction du

spiral

dans le barillet

(roue

^creuse

qui

enferme le

spiral

^et

qui

^entraîne

l’axe

horaire),

^au rayon

Rba,,

^et le rayon du

spiral

détendu devient :

Dans l’état

armé,

^sous

l’hypothèse

^{de la fibre neutre au} milieu de la

lame,

l’extension

(compression)

des fibres externes devient

[4] :

Lors du

premier

armage, ^ces déformations

produisent

des tensions

qui dépassent

^{la limite}

élastique

^et

produisent,

au-delà de la distance

Zela

de la fibre neutre, des déformations

plastiques.

^Cette

opération

^est

appelée

^«

estrapadage »

par les

horlogers.

^{Avec un modèle}

simplifié

pour la courbe tension-déformation

(a (e)

^{= const.} au-delà de

uela),

^nous

obtenons,

à l’état

armé,

la distribution de la tension

(T (z)

montrée dans ^notre

figure

^{1. La} déformation

élastique

^à

Zela

^est donnée par

Au-delà,

la déformation

plastique

^devient

et

Fig.

^1.

- u (z)

^dans

spiral

^armé

(BM-alliage

^de titane ;

HM-alliage

à haut module

élastique).

[a (z )

^{in wound}

spring (BM-titanium alloy ; HM-alloy

^with

high

^elastic

modulus). ]

La

figure

^{2 montre} la variation de

Zela

^{avec s et la}

figure

^{3 ce}

qui

advient si le

spiral estrapadé

est libéré de toute contrainte : il montre une distribution non uniforme des

tensions,

^{et il reste}

une déformation par

rapport

^{à l’état}

calandré,

donnée par :

Fig.

^3.

- eT (z)

^dans

spiral

^libéré.

[o-(z)

in released

spring.]

A l’aide de cette fonction nous

obtenons,

dans l’état

partiellement armé,

la courbure

Ici, C2

^{est le moment à l’endroit}

x (s ), y (s )

^du

spiral ;

^{il est} fonction de la force

( Ux, Uy )

^{et du moment}

^{C qui}

^sont

^appliqués

^au

^point (x (L ), y (L ) )

^{où le}

spiral

^{est attaché au}

barillet :

La courbure nous

permet

de déterminer

numériquement

la forme du

spiral

^{en fonction de}

l’angle

^{de la}

bonde,

par

exemple

^en

intégrant depuis

^{la bonde et en variant}

U,,

Uy, ^Ci

pour que le

spiral

arrive à la bonde avec le bon

angle.

^La

figure

^{4 montre un}

spiral partiellement

remonté : le fait que les

spires

^{se touchent introduit une} incertitude due au

frottement. Ce cas n’est pas traité dans ^notre référence standard

(Wahl, chap. 27).

^Pour

dessiner notre

figure,

nous avons introduit

l’hypothèse

que le rayon de courbure

R (s )

^devient

Rarmé (s)

^si

R (s )

^«

Rarmé (s). Alternativement,

^on

peut imposer

le rayon

Rarmé(s) jusqu’à

la valeur de s au-delà

duquel

^les

spires

^{ne se touchent}

plus.

^{Pour le cas du}

spiral

presque

désarmé,

^on

applique

^des conditions

analogues

pour

Rdésa,mé (s).

^{La direction}

de la lame est donnée par

l’angle

et le nombre de révolution

NT

^autour de la bonde par

Les nombres de tours du

spiral calandré, N3, armé, Nl,

^{et en bout de course dans le}

barillet, N2

^sont donnés par des considérations

géométriques (voir Maire),

^{et par les} contraintes

imposées

par la limite de

rupture

^{de la} déformation. Le

couple

^{en fin de} course sur la roue

horaire, Cmin

^{doit rester}

supérieur

^{à une} valeur minimale

caractéristique

^{de la montre. Il est}

fonction du

couple

^du barillet divisé par ^un

rapport d’engrenage

Red. La durée de marche

sera

[5] :

Fig.

^{4. -}

Spiral

^{attaché au barillet.}

[Spring

^{attached to} the barrel

drum.]

Une deuxième donnée

d’importance pratique

^{est le}

changement

^du

couple

^moteur

pendant

24

heures, P24.

^Ce

changement

^{est en}

principe compensé

par

l’organe réglant (spiral- balancier).

Dans l’histoire de

l’horlogerie

^{on trouve la trace des efforts} pour compenser la variation du

couple

moteur : ressort « Strackfreed _{», montre} à fusée etc.

P24

^est donné par :

où _{a max} est la différence de a

(L )

^entre l’état armé et l’état libre. Dans nos

approximations,

nous trouvons :

Comparaison

^entre

spiraux

^en

alliage

à haut module et en

alliage

^titane.

Considérons un

alliage

à haut module

(HM)

^utilisé pour ressort-moteur, ^{et un}

alliage

^de

titane

(BM)

^{avec les}

paramètres

du tableau I.

Tableau I. ^- Valeurs limites des

caractéristiques

^à la traction pour BM ^et HM.

[Best

^tensile

properties

^{of BM and}

HM.]

Les limites

élastiques

^sont semblables. Le module de

Young

^est très différent. A dimension

égale,

les forces sont

comparables.

Les déformations sont

plus grandes

^{chez le}

titane,

^ce

qui

donne la

possibilité

de stocker

plus d’énergie.

Le barillet limite

cependant

la marge de

développement,

^ce

qui complique

^la

question

^de l’utilisation du

surplus d’énergie.

^A

dimension

égale, l’énergie

^stockée

augmente,

^{la fraction} utilisable

diminue,

^{et l’effet}

principal

est une substantielle réduction de

P 24.

Comme mentionné

plus haut,

^{cette meilleure}

constance du

couple

^{du moteur}

permet

d’améliorer et de

simplifier

^{la montre.}

Le volume de la lame étant

donné,

^{il reste la}

possibilité d’augmenter

^{D avec}

augmentation

du

couple

^et diminution du nombre de tours. De

plus,

^{vue la}

dépendance quadratique

^du

couple

^de

D,

le facteur Red

peut augmenter quadratiquement aussi,

^une

augmentation

^{de la}

durée

proportionnelle

^à

D,

^et

augmentation

^de

P24

dans la même

proportion.

L’augmentation

^{de D}

s’impose

^encore pour ^{une autre} raison : pour obtenir ^un

estrapadage

dans

BM,

^{il faut}

procéder

^{à un}

calandrage

^sévère

(bague ^petit).

Le résultat est une

déformation non uniforme et insuffisante par

rapport

à celle de l’HM. Cette insuffisance conduit à un

développement inégal

^du

spiral,

montré dans la

figure

^{5. La}

figure

^{6 montre le}

même effet sur la

dépendance

^du

couple ^maximal, Cmax,

de la limite

élastique

pela : le

point

de

rupture

^{dans BM} marque la transition ^au

régime

^sans

estrapadage.

^{Ce défaut sera}

rattrapé

par

l’augmentation

^{de D. IL}

apparaît

^{donc comme} certain que le ^{ressort en} BM sera

plus

épais

^et

plus

^court,

qu’il

^{montrera une} meilleure réserve de marche et un facteur

Fig.

^{5. -}

Comparaison

^entre

Spiral

^{HM et BM.}

(a) : Spiral

^en HM, ^{D =} 0,106, ^{L = 500}

[mm] ; (b) : Spiral

^en BM, ^{D =} 0,150, ^{L = 300}

[mm] ; (c) : Spiral

^en BM, ^{D =} 0,106, ^{L = 500}

[mm].

[Comparison

between HM and BM

springs. (a) :

^HM

spring,

^{D =} 0.106, ^{L = 500}

[mm] ; (b) :

^BM

spring,

^{D =} 0.150, ^{L = 300}

[mm] ; (c) :

^BM

spring,

^{D = 0.106, L = 500}

[mm].] ]

P24 plus

favorable : la

proportion

^{entre ces}

changements

^sera

indiquée

par

l’horloger.

^En

faisant ce

choix,

il faudra contenir le facteur Red dans des limites raisonnables sous

peine

^de

compliquer l’engrenage.

Pour conclure cette

section,

mentionnons le fait que le

changement

du matériel

peut

^se

montrer encore

plus prometteur

dans d’autres circonstances : nous avons

déjà indiqué

l’intérêt de la densité réduite _par

l’aéronautique. Ajoutons qu’il

^{existe un}

dispositif qui permet

l’utilisation de

l’énergie

^{stockée à}

couple quasi

constant : il

s’agit

^{de ressort}

Nega’tor

B inventé par Votta

[6].

Etude de

quelques alliages

^{de titane.}

Un

alliage

^{à ressort} doit avoir une limite

élastique

^aussi élevée que

possible.

^{Celle-ci est}

généralement

obtenue par la combinaison d’un

écrouissage important

^et d’un durcissement structural. Dans le cas d’un ressort

spiral

^{comme celui} d’une montre, ^{il faut en}

plus

que la forme du fil

puisse

être fixée de manière à avoir un

estrapadage

^aussi

important

que

possible.

Comme cette fixation a lieu en relaxant les contraintes de déformation par ^un traitement

thermique,

^{il est}

important

que ^ce processus ait lieu simultanément ^au durcissement structural. C’est le cas du NIVAFLEX et de l’acier

inoxydable austénitique

^18/8

qui

^{sont les}

alliages

^standards utilisés pour la fabrication de ^ressort de montre.

Le durcissement structural du NIVAFLEX

provient

vraisemblablement de la formation de

zones de Guinier Preston

qui

^se

produit

^avant

qu’une phase

métastable

y’

^{ne se}

développe

^à

l’échelle

submicroscopique.

^Cette

phase

^{est un}

précurseur

^{de la}

phase d’équilibre

y NiBe. Certains éléments de

l’alliage

semblent former une barrière à la croissance de la

phase

métastable

qui

^{retarde ainsi la}

précipitation

^{de la}

phase d’équilibre.

^{Dans le cas de}

l’acier

inoxydable,

^{la structure}

austénitique

devient instable sous l’effet d’un fort

écrouissage

avec

apparition

^de

magnétisme.

^{Au cours} du vieillissement artificiel et de la

fixation,

^une

transition

martensitique partielle

^a

lieu,

^{et il} y ^{a une} tendance à la formation de carbures.

Un mécanisme

analogue

de durcissement structural a lieu dans les BM dont la

figure

⁷

montre une forme

typique

^du

diagramme

^de

phase.

^{A faible}

concentration,

^ces

alliages

Fig.

^{7. -}

Diagramme

^de

phase

^des

alliages

^{de titane.}

[Phase diagram

of titanium

alloys.] ]

subissent une transition de

phase martensitique présentée

par la courbe MS. Au-delà de ^cette

limite,

^{il est}

possible

par

trempe

de maintenir la solution sursaturée

8, cubique centrée,

^dans

un état métastable à basse

température.

^{A ce}

stade,

^{les BM sont ductiles et il est}

possible,

par déformation à

froid,

^de

façonner

facilement la lame mince d’un ressort

spiral.

La tendance à

se transformer vers un état stable par

précipitation

^{de la}

phase hexagonale

^{est alors}

responsable

du durcissement structural que l’on

peut

accélérer par ^un vieillissement artificiel.

Nous avons observé que dans le domaine de

température

^{où a lieu ce}

durcissement,

^nous

avons en même

temps

^une fixation de la forme du ressort. Une

description

de la relation entre microstructure et

propriétés mécaniques

^{des BM est} donnée par

Duerig

^{et Williams}

[7].

^Au

cours des 20 dernières

années,

^un certain nombre de ces

alliages

^{ont été}

développés

^{et sont}

actuellement commercialisés. Une revue des

propriétés mécaniques

^des

principaux alliages

est donnée par Ankem ^et

Seagle [8]. _:,

Les calculs

présentés

^{dans la}

première partie

^du

présent

^{article montrent} que ^ces

alliages peuvent, grâce

^{à leur} faible module de

Young,

améliorer les

performances

^du ressort moteur à condition d’avoir une limite

élastique

^{et une}

plasticité proche

de celle des meilleurs

alliages

conventionnels actuellement

utilisés,

c’est-à-dire de l’ordre de 2 000 MPa pour la limite

élastique

^{et 5 %}

d’allongement plastique.

^Le tableau II donne ces valeurs pour les 3 BM les

plus

résistants

reportés

par Ankem ^et

Seagle.

Tableau II. ^-

Caractéristiques

^{à la traction}

d’alliages

^{de titane}

[8].

[Tensile properties

^{of some titanium}

alloys [8].]

Les valeurs

reportées

^{dans cette table ont} été obtenues sur des échantillons recuits. Du

point

^{de vue} de la limite

élastique,

^{elles se}

comparent

favorablement à celles des HM dans le même état. Il faut

cependant,

^{en ce}

qui

^{concerne notre}

application,

comparer ^ces valeurs

après écrouissage

^et traitement

thermique.

^{On trouve dans la}

littérature

très peu de données concernant la résistance

mécanique

^{de fils en} BM. Les seuls données que nous avons trouvées concernent

l’alliage

^Beta

III, reportées

par Bekman ^et Yolton

[9]

^{et montrées dans le}

tableau III. Les valeurs

reportées

^{dans ce tableau}

correspondent

^aux

caractéristiques

souhaitées.

Nous avons

façonné

^et mesuré les

caractéristiques mécaniques

^{de lames minces de ressort}

pour les 3

alliages

du tableau II. Des

alliages commerciaux,

^sous forme d’un fil de 1 mm de diamètre pour

l’alliage

^{Beta C et} d’une barre de 11 mm de diamètre pour

l’alliage

^Ti-15Mo-

5Zr-3AI ont été utilisés. Dans ce dernier cas, ^{nous avons} réduit la barre sous la forme d’un fil carré de 0.8 ^mm sur flan par

laminage

^{à froid avec} des recuits intermédiaires. Les lames minces ont finalement été obtenues par la méthode traditionnelle utilisée _pour

fabriquer

^les

ressorts de montre.

En ce

qui

^concerne

l’alliage

^{Beta III}

qui

n’est actuellement commercialement

plus

disponible,

nous en avons

produit quelques

échantillons à l’aide d’un four à bombardement

Tableau III. ^-

Caractéristiques

à la traction de

fils

^en

alliage

^{Beta 111}

[9 j.

[Tensile properties

of Beta-III wire

[9].]

électronique. L’alliage

^{est fondu au} moyen d’un faisceau d’électrons dans ^{un creuset} de cuivre refroidi. Par rotation

rapide

^{du creuset,}

l’alliage

coule dans une

lingotière

^en cuivre refroidi fixée latéralement au creuset. La

principale

difficulté

qu’on

^rencontre dans la formation de

ces

alliages

vient de la

grande

différence de

température

de fusion entre le titane et le

molybdène,

^deux

composants

^de

l’alliage

^{Beta III. Le}

molybdène

^{ne se} dissout que très lentement dans le titane en fusion ce

qui

pose des

problèmes d’homogénéité

^de

l’alliage.

^Avec

le bombardement

électronique

^ce

problème

n’est pas

critique

^{car il est}

possible,

^en

dirigeant

le faisceau sur le

lingot

^de

molybdène,

^{de le mettre} presque totalement ^en fusion avant que le titane ne commence à fondre. Le zirconium et l’étain sont

ajoutés

^{à cet}

alliage primaire

^au

cours d’une deuxième fusion. En

ajustant

^les concentrations

nominales,

nous avons ainsi obtenu des barreaux de 7 mm de diamètre et 100 mm de

longueur qui

^ont

montré,

^à

l’analyse

par

micro-sonde,

^une concentration

homogène

^dans la fourchette admise _pour cet

alliage.

^{Il a}

ensuite été

possible

d’obtenir par déformation à froid ^un fil carré de

0,8

^{et un} lacet de la manière décrite

précédemment.

^Ce processus de fusion

permet

^{donc de}

produire

^{à très}

petite

échelle et à faible coût des échantillons utilisables pour le

type d’investigation qui

^fait

l’objet

de ce travail et rend ainsi

possible l’élargissement

^{de cette} recherche à un

grand

^nombre

d’alliages.

Les fils des 3

alliages

^{étudiés ont été soumis à} différents traitements de vieillissement artificiel et testés ensuite par essai de traction. Le tableau IV ^{montre un} résumé des

principaux

résultats que nous avons obtenus.

Nous n’avons pas

reporté

^{dans ce} tableau la limite

élastique.

^{Pour les}

alliages ^vieillis,

^celle-

ci est très

proche

de la tension de

rupture.

Nous observons que dans ^ces

BM, l’écrouissage

^à

un effet

beaucoup

^moins

important

^sur la résistance à la

rupture

que dans le NIVAFLEX ^et l’acier

inoxydable.

^{Par contre,} le durcissement structural est relativement

plus important.

^Les

résultats du tableau IV sont encore inférieurs aux valeurs sbuhaitées.

Cependant

^ces

Tableau IV. ^-

Caractéristiques

^{à la traction}

reproduites

^{dans ce travail.}

[Tensile properties

obtained in thix

work.]

expériences

^{sur un} nombre très limité

d’alliages

^et les valeurs

reportées

dans la littérature montrent que les BM ^ont la

potentialité

d’accroître les

performance

^du ressort moteur. Le

champ d’investigation

extrêmement vaste

qu’ils

^nous offrent n’est encore que très

partielle-

ment

exploré.

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