Brevet FR2001516A1 — publié le 19690926

i 2001516 Cette invention concerne des alliages pour hautes températures. Elle concerne plus particulièrement un alliage à base de nickel pouvant être travaillé à chaud et contenant une combinaison rigoureuse d'éléments qui lui donne des propriétés suffisantes de résis-5 tance mécanique, de fluage, de ductilité, et de corrosion jusqu'à 1037° C. Beaucoup de superalliages ont été développés pour l'industrie aérospatiale et les industries de ce genre, mais l'utilité de tels alliages a été limitée par leur manque de propriétés voulues de 10 résistance mécanique à haute température, tout en conservant une ductilité suffisante pour le travail à chaud. Avec la tendance vers le développement de moteurs ayant des poussées de plus en plus fortes, on a exigé de plus en plus des pièces constituant un tel équipement. 15 Le désir d'augmenter la résistance mécanique des alliages à base de nickel a conduit à l'addition continuelle d'agents de renforcement de solution solide, tels que le chrome, le molybdène et le tungstène, ainsi que d'autres éléments tels que l'aluminium et le titane. Ceci a entraîné une transition entre les alliages à base 20 de nickel de résistance inférieure avec une ductilité suffisante, et les alliages à base de nickel coulé de résistance supérieure avec une ductilité limitée. Les alliages qui doivent être coulés au lieu-d'être fabriqués n'ont pas le haut degré d'uniformité indispensable même quand on emploie la méthode de coulée de la plus 25 grande précision. La teneur accrue de beaucoup des éléments a aussi entraîné une instabilité globale de l'alliage à cause de la précipitation de phases préjudiciables à la fois à la résistance mécanique et à la ductilité de l'alliage. Cette instabilité peut apparaître après traitement thermique et/ou après exposition à des 30 températures élevées pendant des périodes de temps prolongées. La présente invention fournit un alliage à base de nickel ayant des propriétés acceptables de résistance mécanique jusqu'à 1037° C, ce qui constitue un perfectionnement appréciable des alliages couramment employés. L'alliage conserve encore une worka-35 bilité suffisante à chaud, de sorte qu'il peut être extrudé, forgé et/ou laminé à chaud au lieu d'être coulé. On a âussi obtenu une amélioration de la résistance à l'oxydation. La ductilité et la résistance à la corrosion n'ont pas été affectées défavorablement. Alors même que la proportion des additifs de formation d'al-40 liage dans ce produit a été appréciablement augmentée par rapport 6902121 2 2001516 aux alliages ouvrés actuels, leur stabilité n'a pas été affectée défavorablement. Le terme "ouvré", tel qu'il est utilisé ici pour définir l'alliage de l'invention, est destiné à définir un alliage qui peut être travaillé à chaud; c'est-à-dire extrudé, forgé et/ou 5 laminé à chaud. Les résultats ci-dessus ont été atteints en employant une combinaison rigoureuse d'éléments pour obtenir les hautes résistances mécaniques sans sacrifier aucune des autres propriétés qui sont normalement affectées défavorablement par des valeurs accrues 10 de résistance mécanique. L'emploi de cet équilibre convenable d'éléments permet ces résultats en réduisant au minimum la formation de phases nuisibles qui entraînent 1'instabilité de l'alliage* Pour concevoir l'alliage de cette invention on a employé une technique qui permet d'éviter les phases indésirables en calculant les 15 nombres de lacunes électroniques. La structure des superalliages à base de nickel se compose essentiellement de précipités de carbures et de phases gamma prisa, et d'une matrice gamma. Si la composition du produit n'est pas réglée convenablement, des phases indésirables se forment en amo:: 20 çant la cristallisation sur les carbures et en alimentant la mafesi-= ce gamma de leurs constituants. Ces phases indésirables affectent défavorablement la stabilité et la résistance mécanique du produit Ce sont les phases intermétalliques sigma, mu, et Laves. Par conséquent, la composition de la matrice a une importance majeure 25 dans le développement de nouveaux superalliages à base de nickel. La matrice de l'alliage de cette invention se compose de nickel, de cobalt, dé chrome, de molybdène, de tungstène et de tantale. Les proportions relatives de ces éléments de formation d'alliage dans la matrice sont déterminées par les autres éléments de l'alliage 30 tels que 1'aluminium, le titane, le carbone et le bore, tous ayeat réagi pour former des phases de précipitation. Les alliages de cette invention ont été fondus sous vide, mis en pense qu'en employant d'autres techniques convenables de fusiora. les perfectionnassent s mentionnés ici pourraient être atteints. 35 La teneur en carbone doit être comprise entre 0,25 % et 0,45 %c. avec ua intervalle préféré de 0,30 % à 0,40 %. Au moins 0,25 %, pourcentage élevé selon les normes actuelles, sont nécessaires â 1°alliage de l'invention pour le rendre ouvrable. Cependant, S^neurs en carbone extrêmement fortes (c'est-à-dire supérieures H 40 0,45 %) sont contre-indiquées car l'alliage deviendrait fragile» 6902121 3 2001516 Les éléments responsables du'renforcement de la solution solide formeraient des carbures, et les carbures adopteraient des morphologies qui seraient préjudiciables aux propriétés voulues. Le silicium et le manganèse de l'alliage confèrent la résistan-5 ce à l'oxydation. Des proportions de manganèse supérieures à 2,0 % et de silicium supérieures à 1,5 % sont préjudiciables aux propriétés mécaniques. Une plus forte de teneur de silicium peut aussi être nuisible à la workabilité. Pour obtenir une plus grande résistance à l'oxydation, la formation d'un alliage contenant jusqu'à 10 0,50 % de "misch métal" est bénéfique. Le misch métal contient différentes proportions d'éléments des terres rares, le cérium, le lanthane et l'yttrium étant généralement les constituants principaux. On peut aussi améliorer la résistance à la corrosion par sul-furation en ajoutant les éléments des terres rares précités. 15 Le chrome, dans l'intervalle étendu de 11,0 - 17,0 % (inter valle préféré 11,0 - 13,0 %) confère la résistance à l'oxydation et à la corrosion, il renforce la solution solide et les frontières entre les grains. Une teneur en chrome inférieure à 11,0 % ne donnera pas la résistance voulue à l'oxydation et à la corrosion, et 20 une teneur en chrome de plus de 17,0 % rendra l'alliage difficile à travailler à chaud et la stabilité sera gravement altérée. Le cobalt est employé dans l'intervalle étendu de 8,0 à 12,0 % (intervalle préféré 9,0 - 11,0 %) pour ses propriétés de résistance mécanique à température élevée. Il améliore aussi la ductilité, 25 la workabilité, et les propriétés de fluage. Une teneur en cobalt de plus de 12,0 % altère les propriétés d'oxydation et de corrosion. Le tantale est un élément critique car il durcit la solution solide et il forme un carbure. Des proportions de 1,0 à 3,0 % sont souhaitables, avec un intervalle préféré de 1,25 à 1,75 %. Des pro-30 portions supérieures à 3,0 % affectent défavorablement la ductilité et la workabilité à chaud, et peuvent aussi entraîner la formation de phases secondaires nuisibles. Le molybdène et le tungstène prennent part aussi à la formation de carbures et au durcissement de la solution solide. L'in-35 tervalle large du molybdène est de 2,0 - 6,5 %, et l'intervalle préféré est de 2,5 - 3,5 %. Il vaut mieux rester à l'extrémité inférieure de l'intervalle car la présence d'une forte teneur de molybdène peut entraîner la précipitation de phases nuisibles. La teneur en tungstène s'établit entre 4,0 et 8,0 %, avec un intervalle 40 préféré de 5,5 à 6,5 %. 6902121 4 2001516 L'aluminium et le titane sont aussi des éléments critiques à cause de leur contribution au renforcement des superalliages à base de nickel. L'intervalle large de composition est pour l'aluminium de 4,0 à 5,0 %. Un intervalle de composition perfectionné va de 5 4,20 à 4,80 %, et l'intervalle préféré va de 4,45 à 4,70 %. Il s'agit d'un intervalle critique car, au-dessous de 4,0 % d'aluminium l'alliage n'atteindra pas le niveau de résistance, et au-dessus de 5,0 % l'alliage présentera une grave perte de ductilité, de 'workabilité et de stabilité. L'intervalle large de composition est 10 pour le titane de 2,2 à 3,2 %, avec un intervalle préféré de 2,8 à 3,2 %. Le titane, qui est aussi un formateur de carbure, a sensiblement le même effet que l'aluminium. Le bore et le zirconium améliorent tous deux la résistance au fluage à température élevée. L'intervalle large est pour le bore de 15 0,0005 à 0,030 %, avec un intervalle préféré de 0,008 à 0,018 %. Le zirconium a un intervalle large de 0,001 à 0,25 % et un intervalle préféré de 0,005 à 0,150 %. Un excès de l'un ou l'autre de ces éléments aura des effets nuisibles sur la ductilité et la stabilité de l'alliage. 20 Le métal de base de l'alliage est le nickel. Son aptitude à durcir par précipitation des phases secondaires et des carbures, en plus de son renforcement de la solution solide, en fait un métal idéal pour cette application. 25 éléments de l'alliage de l'invention sont résumés dans le Tableau I: L'analyse chimique nominale et les intervalles préférés des Elément TABLEAU I Intervalle Nominal de % + Intervalle préféré de % * carbone 30 Manganèse Silicium Chrome • Cobalt 0,25 à 0,45 jusqu'à 2,00 jusqu'à 1,50 0,30 à 0,40 1,00 max. 1,00 max. 11,00 à 17,00 11,0 à 13,0 9,00 à 11,00 2,50 à 3,50 5,50 à 6,50 1,25 à 1,75 4,45 à 4,70 2,80 à 3,20 Molybdène 35 Tungstène Tantale Aluminium Titane 8,00 à 12,00 2,00 à 6,50 4,00 à 8,00 1,00 à 3,00 4,00 à 5,00 2,20 à 3,20 Bore 40 Zirconium Nickel 0,0005 à 0,030 0,001 à 0,250 Solde 0,008 à 0,018 0,005 à 0,150 Solde 6902121 5 2001516 * Tous les pourcentages indiqués ici, sauf spécification contraire, désignent des pourcentages pondéraux. Des traces d'éléments tels que le soufre, le phosphore, le plomb, etc.,., et du fer résiduel sont admis comme résidus résul-5 tant des pratiques normales de fusion. Le fer peut être présent en proportions atteignant jusqu'à 2,00 %, sais il est préférable que la teneur en fer soit maintenue au-dessous de 1,0 %» Certaines des propriétés mécaniques de ce nouvel alliage, comparé à ceux qui sont couramment disponibles, sont indiquées 10 dans le Tableau II; 6902121 ô .^01516 - TABIE&O II •Sillage 3 eiiauâ Ï5P fsmpc a'essai en e'C si stanca Lirai te Finale à la Elastique Traction 0,2 % 0zg/cm2} Ckg/eai2 ) Allongement {% pour 25,4 sm) st_.\. • •' (%} 1 Ambiante 14.112 10.674 12,2 14,1 ' 2 ^jEbiant© 13,853 11.914 6,2 o3 3 Mtsiaat© 15.302 12.061 12,4 13,3 10 4 Jtafeiaate 14.427 10.850 15,0 1?- 3 6 MibiaHte 14.525 11.984 6,3 8,8 7 Ambiante 14.581 11.193 13,1 14,3 I 7S0 11o249 10.290 6,9 5-2,1 2 760 12.292 11.221 4,0 8,1 15 4 760 11.5S4 9» 940 12,9 19rt € 7SÛ 12.145 10.927 2,7 8/1 ù 760 11.599 10.129 8,7 13 c?- 1 ®70 8.778 7.476 8,-7 18,9 2 870 3.532 7 6,1 10CS :,o 3 310 3*935 7 o 539 3,7 S£Û 4 070' ■3.407 7.385 6,2 7,5 G 370 Bo701 7.329 5,9 7CB 870 8*295 S. 902 7,8 13,4 ©70 7,913 6.44-7 19,0 49 f 1 25 Alliageî milizêj SH&iaxît® 14 c ^SG 9.800 17,0 7©0 S. 100 8.400 33,0 Aetucsl- C ■870 7.000 6.440 33.0 — S.ï23€ tssapératures élevées, ©a a besoin de bonnes propriétés 30 résistance saëe&Biq'ae efe ci1 une ductilité optimale. Une ductilité ssseessimg à température élevée entraîne de médiocres vitesses de fluage, ®t me ductilité insuffisante entraîne la sensibilité Ic sr:ftsill3 pour les s s sais da fragilité. Les valeurs "de la V'ieir tanae mëeasaique de l'alliage de l'invention, mesurées par ïet ' $5 taa^s final© à la -fraction et la limite élastique, sont sensiMtv supérieures à selles de l'alliage actuel, tandis que la éte par 1calioagesaent et la striction, est améliorée pour empêcher des vitesses de fluage excessives ou vn». -ihilitê da lsSiTcsill®CT Ss° alliage actuel, à cause de sa ductili-* 40 sssessa&ve à température élevée, est enclin à présenter à la £©£_•• BAD ORIGINAL. 6902121 7 2001516 une vitesse de fluage excessive et par suite une instabilité di-mensionnelle. Les propriétés de rupture sous tension de l'alliage de l'invention sont données dans le Tableau III : TABLEAU III Alliage chaud 10 N° Temp. d'Essai en °C Tension de Rupture (kg/cm2) Durée de Rupture (heures) Allongement (% pour •25,4 mm) Striction (%) 1 815 4.900 106,1 4,1 3,0 3 815 4.900 63,8 3,4 7,5 4 815 4.900 177,7 7,7 14,8 1 870 3.850 52,0 6,6 9,6 15 2 870 3.850 91,9 7,5 8,5 4 870 3.850 95,7 7,0 8,4 5 870 3.850 109,1 6,5 8,0 6 870 3.850 78,6 2,7 7,6 7 870 3.850 81,9 5,6 19,8 20 8 870 3.850 79,2 8,5 11,9 1 982 1.400 95,0 ll.'l 16,7 2 982 . 1.400 116,0 6,7 24,3 3 982 1.400 91,3 9,7 10,3 4 982 1.400 174,2 9,4 16,6 25 5 982 1.400 125,2 15,6 24,2 7 982 1.400 106,5 13,0 34,1 1 1037 1.050 19,3 21,9 33,4 4 1037 1.120 25,8 5,1 21,7 4 1037 1.050 28,9 9,1 21,7 30 5 1037 1.050 14,9 23,6 42,6 Afin de comparer les propriétés de rupture sous tension de l'alliage de l'invention à celles de l'alliage actuel, on a employé la méthode du paramètre de Larson-Milier, qui est bien connue des hommes de l'art, dans les essais de rupture sous tension, pour 35 obtenir la tension de rupture au bout de cent heures à différentes températures d'essai. Les résultats sont indiqués dans le Tableau IV : 6902121 8 2001516 TABLEAU IV Propriétés de Rupture sous Tension au bout de Cent- Heures Alliage Temp. d'Essai en °C Tension de ; Rupture Çkcr/cm2) Lherbier et al. 815 4.990 Actuel 815 4.060 Lherbier et al. 870 3.850 Actuel 870 2*940 10 Lherbier et al. 926 2.450 Actuel 926 1.890 Lherbier et al. 982 1.540 Actuel 982 1.120 Lherbier et al. 1037 770 15 Actuel 1037 490 Ces résultats sont également présentés sous forme graphique sur la Figure 1 annexée, où on a porté le logarithme de la tension en fonction d'un terme de durée de rupture qui englobe à la fois le temps et la température. Le terme de durée de rupture est repré-20 senté par le paramètre de Larson-Miller T (20 + log t) où T est .la température' en °C et t est le temps en heures. Les résultats du Tableau IV montrent une amélioration appréciable de la tension de rupture au bout de cent heures pour toutes les températures d'essai, quand on compare l'alliage de l'invention 25 à l'alliage utilisé actuellement. L'uniformité de 1'amélioration peut être le mieux constatés en se référant à la Figure 1 où la relation entre la tension et la durée de rupture de l'alliage de l'invention est comparée à celle de l'alliage moderne actuel. L'analyse chimique des alliages expérimentaux et de l'alliage 30 utilisé actuellement, employée dans la compilation des propriétés mécaniques, est indiquée dans le Tableau V : TABLEAU V Alliage N° C Cr Co Mo W Ta Ti Al zr B Ni Nv 1 0,3S il, ôr lô,ôà 4,99 5,05 1,85 3,05 4,64 0,11 0,013 Solde 2,55 2 0,32 12,00 9,98 5,02 5,07 1,69 2,98 4,65 0,147 0,012 Solde 2,58 3 0,34 11,99 10,02 5,08 5,18 1,76 3,10 4,63 0,10 0,013 Solde 2,62 4 0,32' 12,18 10 04 2,92 6,03 1,46 3,10 4,62 0,11 0,018 Solde 2,46 5 0,35 12,16 10,00 2,96 5,93 1,47 2,95 4,56 0,11 0,013 Solde 2,39 6 0,25 12,00 9,90 4,95 5,05 1,75 3 104 4,40 0,135 0,015 Solde 2,51 7 0,43 12,17 10,05 4,98 5,20 1,45 2,90 4,62 0,12 0,016 Solde 2,49 8 0,34 11,92 9,94 3,01 6,40 1,93 3,15 4,52 0,13 0,017 Solde 2,48 Composition Nominale (% en poids) Alliage utilisé actuellement 0,06 15,00 15,00 5,25 — c£ 3,50 4,40 — 0,03 Solde 9 0,26 11,84 9,97 5,96 6,10 1,09 3,06 5,10 0,078 0,017 Solde 2,97 O vO o ho N> vo ho o o Cri O 6902121 10 2001516 La résistance à l'oxydation, déterminée par le g&in de poids à intervalles de temps mesurés et à températures élevées, et les propriétés de corrosion, déterminées par la résistance à la sulfu-ration, sont comparables à celles de l'alliage utilisé actuellement 5 La workabilité à chaud de l'alliage est mise en évidence par le fait que les lingots produits ont été extrudés, forgés, ou laminés à chaud. Les trois méthodes précitées de travail à chaud ont été aussi mises en oeuvre avec succès suivant différentes combinaisons. Des lingots ont été aussi laminés à chaud directement en 10 billettés, en barres at en feuilles. La méthode du calcul d'un nombre de lacunes électroniques (H ) pour un alliage, est connue des hommes de l'art. On calcule fondamentalement le nombre moyen de lacunes électroniques (Nv) d'un alliage en formant les fractions atomiques des éléments considérés. 15 La composition de la asatriee de l'alliage devient alors une parti© critique des calculs de Nv„, et toutes les phases précipitées sont retranchées de la composition totale de l'alliage. Le type, la quan tité et la composition des phases précipitées sont d'abord déterminés par différents moyens empiriques, également bien connus des 20 bossues de l'art» Plus précisèrent, ccssae on le verra dans l'Exemple, les élé= ments de formation d'alliage du produit sont transformés en pourcentages atomiques. Après calcul des borures, des carbures, et êtes phases gaEsaa prime précipitées, on suppose que les éléments ré si-25 duels de formation d'alliage constituent la matrice. Les proporfe&esa des éléments de la matrice sont rapportées à 100 pour cent, et ©a utilise alors la aouvelle composition de la matrice pour calculs:? le nombre moyen de lacunes électroniques,par addition. Un exemple de calcul du nombre de lacunes électroniques de 30 l'un des alliages de l'invention, appelé alliage 5, est représeit;; l ci-dessous. BAD ORIGINAL, 6902121 ii 2001516 Méthode Réelle Employée pour Calculer le Nombre de Lacunes Electroniques (Nv> pour l'Alliage N° 5 5 Elément Pourcentage Pondéral Pourcentage Pondéral de Poids Atomique Pourcentage Atomique C 0,35 0,029 1,66 Cr 12,16 0,2338 13,36 Co 10,00 0,1697 9,70 MO 2,96 0,0308 1,76 10 w 5,93 0,0323 1,85 Ta 1,47 0,0081 0,46 Al 4,56 0,1690 9,66 Ti 2,95 0,0615 3,52 B 0,013 0,0012 0,07 15 Zr 0,11 0,0012 0,07 Ni 59,50 1,0135 57,90 Au départ la matrice contient des atomes de chaque élément représenté par son pourcentage atomique. Les réactions suivantes ont lieu : 20 a. Perte d'éléments pour former des borures (MO0,5TX0,15Cr0,25Nl0,10* 3B2 Elément Résiduel Ni = 57,90 - (0,30 x ^-Z) = 57,89 Cr = 13,36 - (0,75 x =13,33 n n_ Restant après réaction 25 Ti = 3,52 - (0,45 x *£**-) = 3,50 des borures Mo = 1,76 - (1,50 x = 1,71 b. Perte d'éléments pour former des carbures où M représente un ou plusieurs éléments métalliques. MC + MgC _^Ni2CoMo3)c7 30 Elément Résiduel 1,66 Pour cent de Carbone Disponible MC - 0,83 % Carbone Ta = 0,46 - 0,46 =0 Zr = 0,07 - 0,07 = 0 Restant après réaction 35 Ti » 3,50 - 0,30 = 3,20 ' deS 110 6902121 12 2001516 M,C - 0,83 % Carbone 6 Ni = 57,89 - 1,66 = 56,23 Co = 9,70 - 0,83 = 8,87 Restant après Mo = 1,71 - 2,49 = 0 réaction des MfiC W = 1,85 - 0,78 = 1,07 Perte d'éléments pour former la phase gamma prime. Ni3(Al + Ti + 0,1 Cr) Elément Résiduel Cr = 13,33 - 1,33 = 12,00 Restant après 10 Ni = 56,23 - 3(9,66 + 3,20 4- 1,33) » 13,66 La matrice contient alors les atomes de chaque élément qui n'ont pas pris part aux réactions ci-dessus. Il reste donc : Atomes Pourcentage de Elément Résiduels (%) Résidus dans la 15 Matrice C 0,0 Cr 12,00 33,71 Co 8,87 24-, 92 Mo 0,0 .0,0 20 W 1,07 3,01 Ta 0,0 0,0 Al 0,0 0,0 Ti 0,0 0,0 Zr 0,0 0,0 25 B 0,0 0,0 Ri 13,66 38,37 Le nombre de lacunes électroniques (Nv) est déterminé à l'aide de 11 équation suivante : Nv ^ 4,66 (Cr + Mo + W) + 1,71 (Co) -I- 0,66 (Ni) 30 où ; chaque symbole chimique représente le pourcentage de résidus dans la matrice. Nv = 4,66(33,71 + 3,01) + 1,71(24,92) + 0,66(38,37) N = 2, 39 v Les calculs effectués sur un certain nombre de systèmes 35 d'alliages ont montré une corrélation entre les nombres de lacunes électroniques et l'apparition expérimentale de phases sigma, mu, et Laves. Au cours des études de développement de l'alliage de cette invention, une division entre les alliages qui faisaient apparaître -des phases secondaires indésirables et les alliages qui 40 étaient dépourvus de ces phases, est devenue évidente. 6902121 13 2001516 Dans les photomicrographies annexées, Figure 2 et Figure 3, est présentée une comparaison d'une microstructure acceptable, Figure 2, et d'une microstructure inacceptable, Figure 3. La Figure 2 est une photomicrographie d'un échantillon de l'alliage 5 5 ayant un nombre de lacunes électroniques de 2,39. La Figure 3 est une photomicrographie de l'échantillon de l'alliage 9 dont la composition chimique est en dehors de l'intervalle large de 1'invention (voir Tableau v) et qui a un nombre de lacunes électroniques de 2,97. Les photomicrographies proviennent toutes deux 10 d'échantillons dans le même état de traitement thermique et sont grossies 4.000 fois. Sur la Figure 2, les grosses particules presque sphériques sont le carbure MC. Les particules sphériques un peu plus petites précipitées aux frontières des grains sont des carbures M^C. A 15 l'intérieur des grains, de nombreuses particules angulaires de phase gamma prime ont précipité. L'orientation des particules gamma prime varie de grain à grain. Sur la Figure 3, on observe plusieurs gros carbures sphériques MC entourés par de plus petites particules presque sphériques de 20 gamma prime primaire. Les grains contiennent beaucoup de petits précipités angulaires gamma prime. La phase indésirable "de type aciculaire" présente dans la structure, est du type sigma. La présence de cette phase indésirable entraine une instabilité de l'alliage et de médiocres propriétés mécaniques. Les propriétés mécani-25 ques médiocres sont évidentes si l'on compare les propriétés de l'alliage 9 du Tableau II à celles, de l'alliage de l'invention. Quand les aiguilles de type sigma se forment dans la microstructure, les propriétés sont affectées défavorablement, car les éléments de formation d'alliage employés pour renforcer la solution 30 solide sont employés pour former à la place la phase "de type aciculaire". Ainsi, la résistance mécanique diminue à mesure que les aiguilles se forment et croissent. La rupture intervient du fait d'un glissement excessif, et les "aiguilles" servent de plans excellents sur lesquels le glissement peut se produire. C'est pour-35 quoi, plus il y a de phase de type sigma, plus l'instabilité résultante de l'alliage est grande. Les différences de microstructure deviennent plus aiguës après que l'alliage ait subi une exposition, c'est-à-dire une exposition jponQctxï'fc. _ ^ à des températures élevées / des périodes de temps prolongées» la 40 présence de ces phases secondaires indésirables réduit fortement 69 02121 2001516 la stabilité de l'alliage et limite donc le type d'application auquel l'alliage peut servir. C'est pourquoi, pour conserver la stabilité de l'alliage, il faut respecter un intervalle satisfaisant de valeurs de Nv- En même temps, la composition doit avoir les 5 propriétés nécessaires de haute résistance mécanique et de haute rupture sous tension. Les alliages ayant des nombres de lacunes électroniques inférieurs à 1,9 ne possèdent pas les propriétés requises à haute température. Dès que le nombre de lacunes électroniques est porté 10 au-delà de 1,9, les propriétés requises de résistance mécanique augmentent et la stabilité de l'alliage reste satisfaisante. La première transition notable entre la stabilité et la présence de phases secondaires nuisibles, apparaît au-dessus d'un Nv de 2,5 à l'état exposé. Dans l'état de traitement thermique avant exposition, 15 la formation des phases nuisibles a lieu d'habitude au-dessus d'un nombre de lacunes électroniques de 2,7. De plus, au-dessus d'un Nv de 2,5, les propriétés de résistance mécanique et de ductilité commencent à diminuer. Cependant, un alliage ayant un nombre Nv de 2,5 à 2,7 est encore tout à fait satisfaisant pour beaucoup d'ap-20 plications, que ce soit du point de vue des propriétés mécaniques ou de la stabilité. Cependant, les propriétés optimales à haute température se rencontrent dans les compositions ayant un intervalle de ïï de 2,3 à 2,5. v Pour les références du ir/'i oire descriptif renvoyant aux fig-ures 2 et 3 la planche Il/2 déposée au dossier peut "tre consultée à l'I.F.P.I. 6902121 15 Jj0;516 REVENDICATIONS 1. Un alliage ouvré à base de nickel pouvant être utilisé jusqu'à 1.037° C, caractérisé par le fait qu'il comprend, en pourcentages pondéraux, 0,25 à 0,45 % de carbone, 0 à 2,00 % de manganèse, 0 à 1,50 % de silicium, 11,00 à 17,00 % de chrome, 8,00 à 12,00 % de 5 cobalt, 2,00 à 6,50 % de molybdène, 4,00 à 8,00 % de tungstène, 1,00 à 3,00 % de tantale, 4,00 à 5,00 % d'aluminium, 2,20 à 3,20 % de titane, 0,0005 à 0,030 % de bore, 0,001 à 0,250 % de zirconium, 2,0 % de fer au maximum, le reste étant du nickel. 2. Un alliage selon la revendication 1, caractérisé par le fait 10 qu'il a un nonibre de lacunes électroniques de 1,9 à 2,7. 3. Un alliage selon la revendication 1 ou 2, caractérisé par le fait qu'il comprend, en pourcentages pondéraux, 0,30 à 0,40 % de carbone, 1,00 % de manganèse au maximum, 1,00 % de silicium au maximum, 11,00 à 13,00 % de chrome, 9,00 à 11,00 % de cobalt, 2,50 15 à 3,50 % de molybdène, 5,50 à 6,50 % de tungstène, 1,25 à 1,75 % de tantale, 4,45 à 4,70 % d'aluminium, 2,80 à 3,20 % de titane, 0,008 à 0,018 % de bore, 0,005 à0,l50 % de zirconium, 1,0 % de fer au maximum* le reste étant du nickel. 4. Un alliage selon la revendication 3, caractérisé par le fait 20 qu'il a un nombre de lacunes électroniques compris entre 2,3 et 2,5. 5. Un alliage selon n'importe laquelle des revendications précédentes, caractérisé par le fait qu'il contient jusqu'à 0,50 pour cent en poids- de "misch métal", le"misch métal" étant formé par 25 un mélange d'éléments des terres rares sous forme métallique.