FR 3073527 A1 20190517 FR 1760679 A 20171114 Arrière-plan de l'invention [0001] Le présent exposé concerne des superalliages à base de nickel 5 pour des turbines à gaz, notamment pour les aubes fixes, aussi appelées distributeurs ou redresseurs, ou mobiles d'une turbine à gaz, par exemple dans le domaine de l'aéronautique. [0002] Il est connu d'utiliser des superalliages à base de nickel pour la fabrication d'aubes monocristallines fixes ou mobiles de turbines à gaz 10 pour moteurs d'avion ou d'hélicoptère. [0003] Ces matériaux ont pour principaux avantages de combiner à la fois une résistance au fluage élevée à haute température ainsi qu'une résistance à l'oxydation et à la corrosion. [0004] Au cours du temps, les superalliages à base de nickel pour 15 aubes monocristallines ont subi d'importantes évolutions de composition chimique, dans le but notamment d'améliorer leurs propriétés en fluage à haute température tout en conservant une résistance à l'environnement très agressif dans lesquels ces superalliages sont utilisés. [0005] Par ailleurs, des revêtements métalliques adaptés à ces alliages 20 ont été développés afin d'augmenter leur résistance à l'environnement agressif dans lequel ces alliages sont utilisés, notamment la résistance à l'oxydation et la résistance à la corrosion. De plus, un revêtement céramique de faible conductivité thermique, remplissant une fonction de barrière thermique, peut être ajouté pour réduire la température à la 25 surface du métal. [0006] Typiquement, un système de protection complet comporte au moins deux couches. [0007] La première couche, aussi appelée sous-couche ou couche de liaison, est directement déposée sur la pièce à protéger en superalliage à 30 base de nickel, aussi appelée substrat, par exemple une aube. L'étape de dépôt est suivie d'une étape de diffusion de la sous-couche dans le superalliage. Le dépôt et la diffusion peuvent également être réalisés lors d'une seule étape. [0008] Les matériaux généralement utilisés pour réaliser cette sous-35 couche comprennent des alliages métalliques aluminoformeurs de type MCrAlY (M = Ni (nickel) ou Co (cobalt)) ou un mélange de Ni et de Co, Cr 2 = chrome, Al = aluminium et Y = yttrium, ou des alliages de type aluminiure de nickel (NixAly), certains contenant également du platine (N ixAlyPtz). [0009] La deuxième couche, généralement appelée barrière thermique ou « TBC » conformément à l'acronyme anglais pour « Thermal Barrier Coating », est un revêtement céramique comprenant par exemple de la zircone yttriée, aussi appelée « YSZ » conformément à l'acronyme anglais pour « Yttria Stabilized Zirconia » ou « YPSZ » conformément à l'acronyme anglais pour « Yttria Partially Stabilized Zirconia » et présentant une structure poreuse. Cette couche peut être déposée par différents procédés, tels que l'évaporation sous faisceau d'électrons (« EBPVD » conformément à l'acronyme anglais pour « Electron Beam Physical Vapor Deposition »), la projection thermique (« APS » conformément à l'acronyme anglais pour « Atmospheric Plasma Spraying » ou « SPS » conformément à l'acronyme anglais pour « Suspension Plasma Spraying »), ou tout autre procédé permettant d'obtenir un revêtement céramique poreux à faible conductivité thermique. [0010] Du fait de l'utilisation de ces matériaux à haute température, par exemple de 650°C à 1150°C, il se produit des phénomènes d'inter- diffusion à l'échelle microscopique entre le superalliage à base de nickel du substrat et l'alliage métallique de la sous-couche. Ces phénomènes d'inter-diffusion, associés à l'oxydation de la sous-couche, modifient notamment la composition chimique, la microstructure et par conséquent les propriétés mécaniques de la sous-couche dès la fabrication du revêtement, puis pendant l'utilisation de l'aube dans la turbine. Ces phénomènes d'inter-diffusion modifient également la composition chimique, la microstructure et par conséquent les propriétés mécaniques du superalliage du substrat sous le revêtement. Dans les superalliages très chargés en éléments réfractaires, notamment en rhénium, il peut ainsi se former dans le superalliage sous la sous-couche une zone de réaction secondaire (ZRS) sur une profondeur de plusieurs dizaines, voire centaines, de micromètres. Les caractéristiques mécaniques de cette ZRS sont nettement inférieures à celles du superalliage du substrat. La formation de ZRS est indésirable car elle conduit à une réduction significative de la résistance mécanique du superalliage. 3 [0011] Ces évolutions de la couche de liaison, associées aux champs de contraintes liés à la croissance de la couche d'alumine qui se forme en service à la surface de cette couche de liaison, aussi appelée « TGO » conformément à l'acronyme anglais pour « Thermally Grown Oxide », et 5 aux écarts de coefficients de dilatation thermique entre les différentes couches, génèrent des décohésions dans la zone interfaciale entre la sous-couche et le revêtement céramique, qui peuvent conduire à l'écaillage partiel ou total du revêtement céramique. La partie métallique (substrat en superalliage et sous-couche métallique) est alors mise à nu et exposée 10 directement aux gaz de combustion, ce qui augmente les risques d'endommagement de l'aube et donc de la turbine à gaz. [0012] De plus, la complexité de la chimie de ces alliages peut conduire à une déstabilisation de leur microstructure optimale avec l'apparition de particules de phases indésirables lors de maintiens à haute 15 température des pièces formées à partir de ces alliages. Cette déstabilisation a des conséquences négatives sur les propriétés mécaniques de ces alliages. Ces phases indésirables de structure cristalline complexe et de nature fragile sont dénommées phases topologiquement compactes « PTC » ou phases « TCP » conformément au sigle anglais 20 pour « Topologically Close-Packed ». [0013] En outre, des défauts de fonderie sont susceptibles de se former dans les pièces, telles que des aubes, lors de leur fabrication par solidification dirigée. Ces défauts sont généralement des grains parasites du type « Freckle », dont la présence peut provoquer une rupture 25 prématurée de la pièce en service. La présence de ces défauts, liés à la composition chimique du superalliage, conduit généralement au rejet de la pièce, ce qui entraîne une augmentation du coût de production. Objet et résumé de l'invention 30 [0014] Le présent exposé vise à proposer des compositions de superalliages à base de nickel pour la fabrication de composants monocristallins, présentant des performances accrues en terme de durée de vie et de résistance mécanique et permettant de réduire les coûts de 35 production de la pièce (diminution du taux de rebut) par rapport aux alliages existants. Ces superalliages présentent une résistance au fluage à 4 haute température supérieure à celle des alliages existants tout en montrant une bonne stabilité microstructurale dans le volume du superalliage (faible sensibilité à la formation de PTC), une bonne stabilité microstructurale sous la sous-couche de revêtement de la barrière 5 thermique (faible sensibilité à la formation de ZRS), une bonne résistance à l'oxydation et à la corrosion tout en évitant la formation de grains parasites du type « Freckle ». [0015] A cet effet, le présent exposé concerne un superalliage à base de nickel comprenant, en pourcentages massiques, 4,0 à 5,5 % de 10 rhénium, 1,0 à 3,0 de ruthénium, 2,0 à 14,0 % de cobalt, 0,30 à 1,00 % de molybdène, 3,0 à 5,0 % de chrome, 2,5 à 4,0 % de tungstène, 4,5 à 6,5 % d'aluminium, 0,50 à 1,50 °h de titane, 8,0 à 9,0 % de tantale, 0,15 à 0,30 % de hafnium, de préférence 0,17 à 0,30 % de hafnium, encore plus de préférence 0,20 à 0,30 % de hafnium, 0,05 à 0,15 % de silicium, 15 le complément étant constitué par du nickel et des impuretés inévitables. [0016] Ce superalliage est destiné à la fabrication de composants monocristallins de turbine à gaz, tels que des aubes fixes ou mobiles. [0017] Grâce à cette composition du superalliage à base de nickel (Ni), la résistance au fluage est améliorée par rapport aux superalliages 20 existants, en particulier à des températures pouvant aller jusqu'à 1200°C. [0018] Cet alliage présente donc une résistance au fluage à haute température améliorée. Cet alliage présente également une résistance à la corrosion et à l'oxydation améliorée. [0019] Ces superalliages présentent une masse volumique inférieure 25 ou égale à 9,00 g/cm3 (gramme par centimètre cube). [0020] Une pièce monocristalline en superalliage à base de nickel est obtenue par un procédé de solidification dirigée sous gradient thermique en fonderie à la cire perdue. Le superalliage monocristallin à base de nickel comprend une matrice austénitique de structure cubique à faces 30 centrées, solution solide à base de nickel, dite phase gamma (« y »). Cette matrice contient des précipités de phase durcissante gamma prime (« y' ») de structure cubique ordonnée L12 de type Ni3A1. L'ensemble (matrice et précipités) est donc décrit comme un superalliage y/y'. [0021] Par ailleurs, cette composition du superalliage à base de nickel 35 autorise la mise en oeuvre d'un traitement thermique qui remet en solution les précipités de phase y' et les phases eutectiques y/y' qui se forment lors 5 de la solidification du superalliage. On peut ainsi obtenir un superalliage monocristallin à base de nickel contenant des précipités y' de taille contrôlée, de préférence comprise entre 300 et 500 nanomètres (nm), et contenant une faible proportion de phases eutectiques y/y'. 5 [0022] Le traitement thermique permet également de contrôler la fraction volumique des précipités de phase y' présente dans le superalliage monocristallin à base de nickel. Le pourcentage en volume des précipités de phase y' peut être supérieur ou égal à 50%, de préférence supérieur ou égal à 60%, encore plus de préférence égal à 70%. 10 [0023] Les éléments d'addition majeurs sont le cobalt (Co), le chrome (Cr), le molybdène (Mo), le rhénium (Re), le ruthénium (Ru), le tungstène (W), l'aluminium (AI), le titane (Ti) et le tantale (Ta). [0024] Les éléments d'addition mineurs sont le hafnium (HO et le silicium (Si), pour lesquels la teneur massique maximale est inférieure à 15 1 % en masse. [0025] Parmi les impuretés inévitables, on peut citer le soufre (S), le carbone (C), le bore (B), l'yttrium (Y), le lanthane (La) et le cérium (Ce). On définit comme impuretés inévitables les éléments qui ne sont pas ajoutés de manière intentionnelle dans la composition et qui sont apportés 20 avec d'autres éléments. [0026] L'addition de tungstène, de chrome, de cobalt, de rhénium, de ruthénium ou de molybdène permet principalement de renforcer la matrice austénitique y de structure cristalline cubique à faces centrées (cfc) par durcissement en solution solide. 25 [0027] L'addition d'aluminium (AI), de titane (Ti) ou de tantale (Ta) favorise la précipitation de la phase durcissante y'-Ni3(Al, Ti, Ta). [0028] Le rhénium (Re) permet de ralentir la diffusion des espèces chimiques au sein du superalliage et de limiter la coalescence des précipités de phase y' en cours de service à haute température, 30 phénomène qui entraîne une réduction de la résistance mécanique. Le rhénium permet ainsi d'améliorer la résistance au fluage à haute température du superalliage à base de nickel. Toutefois, une concentration trop élevée de rhénium peut entraîner la précipitation de phases intermétalliques PTC, par exemple phase a, phase P ou phase p, 35 qui ont un effet négatif sur les propriétés mécaniques du superalliage. Une concentration trop élevée en rhénium peut également provoquer la 6 formation d'une zone de réaction secondaire dans le superalliage sous la sous-couche, ce qui a un effet négatif sur les propriétés mécaniques du superalliage. L'addition de ruthénium permet notamment de déplacer une partie du rhénium dans la phase y' et de limiter la formation de PTC. 5 [0029] L'addition simultanée de silicium et de hafnium permet d'améliorer la tenue à l'oxydation à chaud des superalliages à base de nickel en augmentant l'adhérence de la couche d'alumine (A1203) qui se forme à la surface du superalliage à haute température. Cette couche d'alumine forme une couche de passivation en surface du superalliage à 10 base de nickel et une barrière à la diffusion de l'oxygène venant de l'extérieur vers l'intérieur du superalliage à base de nickel. Toutefois on peut ajouter du hafnium sans ajouter également de silicium ou inversement ajouter du silicium sans ajouter également du hafnium et quand même améliorer la tenue à l'oxydation à chaud du superalliage. 15 [0030] Par ailleurs, l'addition de chrome ou d'aluminium permet d'améliorer la résistance à l'oxydation et à la corrosion à haute température du superalliage. En particulier, le chrome est essentiel pour augmenter la résistance à la corrosion à chaud des superalliages à base de nickel. Toutefois, une teneur trop élevée en chrome tend à réduire la 20 température de solvus de la phase y' du superalliage à base de nickel, c'est-à-dire la température au-dessus de laquelle la phase y' est totalement dissoute dans la matrice y, ce qui est indésirable. Aussi, la concentration en chrome est comprise entre 3,0 à 5,0% en masse afin de conserver une température élevée de solvus de la phase y' du superalliage 25 à base de nickel, par exemple supérieure ou égale à 1250°C mais également pour éviter la formation de phases topologiquement compactes dans la matrice y fortement saturée en éléments d'alliages tels que rhénium, le molybdène ou le tungstène. [0031] L'addition de cobalt, qui est un élément proche du nickel et qui 30 se substitue partiellement au nickel, forme une solution solide avec le nickel dans la matrice y. Le cobalt permet de renforcer la matrice y, de réduire la sensibilité à la précipitation de PTC et à la formation de ZRS dans le superalliage sous le revêtement de protection. Cependant, une teneur trop élevée en cobalt tend à réduire la température de solvus de la 35 phase y' du superalliage à base de nickel, ce qui est indésirable. 7 [0032] L'addition de ruthénium permet de renforcer la matrice y et de diminuer la sensibilité du superalliage à la formation de PTC. L'addition de ruthénium permet notamment de déplacer une partie du rhénium dans la phase y' et de limiter la formation de PTC. L'addition de ruthénium peut 5 également avoir un effet bénéfique sur l'adhérence du revêtement céramique. [0033] L'addition d'éléments réfractaires, tels que le molybdène, le tungstène, le rhénium ou le tantale permet de ralentir les mécanismes contrôlant le fluage des superalliages à base de nickel et qui dépendent de 10 la diffusion des éléments chimiques dans le superalliage. [0034] Une teneur très basse en soufre dans un superalliage à base de nickel permet d'augmenter la résistance à l'oxydation et à la corrosion à chaud ainsi que la tenue à l'écaillage de la barrière thermique. Ainsi, une faible teneur en soufre, inférieure à 2 ppm en masse (partie par million en 15 masse), voire idéalement inférieure à 0,5 ppm en masse, permet d'optimiser ces propriétés. Une telle teneur massique en soufre peut être obtenue par élaboration d'une coulée mère à bas soufre ou par un procédé de désulfuration réalisé après la coulée. Il est notamment possible de maintenir un bas taux de soufre en adaptant le procédé 20 d'élaboration du superalliage. [0035] On entend par superalliages à base de nickel, des superalliages dont le pourcentage massique en nickel est majoritaire. On comprend que le nickel est donc l'élément dont le pourcentage massique dans l'alliage est le plus élevé. 25 [0036] Le superalliage peut comprendre, en pourcentages massiques, 4,5 à 5,5 % de rhénium, 1,0 à 3,0 de ruthénium, 3,0 à 5,0 % de cobalt, 0,30 à 0,80 °h de molybdène, 3,0 à 4,5 °h de chrome, 2,5 à 4,0 °h de tungstène, 4,5 à 6,5 % d'aluminium, 0,50 à 1,50 % de titane, 8,0 à 9,0 % de tantale, 0,15 à 0,30 % de hafnium, de préférence 0,17 à 0,30 % de 30 hafnium, encore plus de préférence 0,20 à 0,30 °h de hafnium, 0,05 à 0,15 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés inévitables. [0037] Le superalliage peut comprendre, en pourcentages massiques, 4,0 à 5,5 % de rhénium, 1,0 à 3,0 de ruthénium, 3,0 à 13,0 % de cobalt, 35 0,40 à 1,00 % de molybdène, 3,0 à 4,5 % de chrome, 2,5 à 4,0 % de tungstène, 4,5 à 6,5 % d'aluminium, 0,50 à 1,50 % de titane, 8,0 à 9,0 % 8 de tantale, 0,15 à 0,30 % de hafnium, de préférence 0,17 à 0,30 % de hafnium, encore plus de préférence 0,20 à 0,30 °h de hafnium, 0,05 à 0,15 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés inévitables. 5 [0038] Le superalliage peut comprendre, en pourcentages massiques, 4,0 à 5,0 % de rhénium, 1,0 à 3,0 de ruthénium, 11,0 à 13,0 °h de cobalt, 0,40 à 1,00 °h de molybdène, 3,0 à 4,5 % de chrome, 2,5 à 4,0 % de tungstène, 4,5 à 6,5 % d'aluminium, 0,50 à 1,50 % de titane, 8,0 à 9,0 % de tantale, 0,15 à 0,30 % de hafnium, de préférence 0,17 à 0,30 % de 10 hafnium, encore plus de préférence 0,20 à 0,30 °h de hafnium, 0,05 à 0,15 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés inévitables. [0039] Le superalliage peut comprendre, en pourcentages massiques, 5,0 % de rhénium, 2,0 de ruthénium, 4,0 % de cobalt, 0,50 % de 15 molybdène, 4,0 % de chrome, 3,0 % de tungstène, 5,4 % d'aluminium, 1,00 % de titane, 8,5 % de tantale, 0,25 % de hafnium, 0,10 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés inévitables. [0040] Le superalliage peut comprendre, en pourcentages massiques, 20 4,4 % de rhénium, 2,0 de ruthénium, 4,0 % de cobalt, 0,70 % de molybdène, 4,0 % de chrome, 3,0 % de tungstène, 5,4 % d'aluminium, 1,00 % de titane, 8,5 % de tantale, 0,25 % de hafnium, 0,10 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés inévitables. 25 [0041] Le superalliage peut comprendre, en pourcentages massiques, 4,4 % de rhénium, 2,0 de ruthénium, 12,0 % de cobalt, 0,70 % de molybdène, 4,0 % de chrome, 3,0 % de tungstène, 5,4 % d'aluminium, 1,00 % de titane, 8,5 % de tantale, 0,25 % de hafnium, 0,10 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés 30 inévitables. [0042] Le superalliage peut comprendre, en pourcentages massiques, 5,0 % de rhénium, 2,0 de ruthénium, 4,0 % de cobalt, 0,50 ID/0 de molybdène, 3,5 % de chrome, 3,5 % de tungstène, 5,4 % d'aluminium, 0,90 % de titane, 8,5 % de tantale, 0,25 % de hafnium, 0,10 % de 35 silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés inévitables. [0043] Le superalliage peut comprendre, en pourcentages massiques, 4,4 % de rhénium, 2,0 de ruthénium, 12,0 % de cobalt, 0,70 % de molybdène, 3,5 % de chrome, 3,5 % de tungstène, 5,4 % d'aluminium, 0,90 °A) de titane, 8,5 % de tantale, 0,25 % de hafnium, 0,10 % de 5 silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés inévitables. [0044] Le présent exposé concerne également une aube monocristalline pour turbomachine comprenant un superalliage tel que défini précédemment. 10 [0045] Cette aube présente donc une résistance au fluage à haute température améliorée. [0046] L'aube peut comprendre un revêtement de protection comportant une sous-couche métallique déposée sur le superalliage et une barrière thermique céramique déposée sur la sous-couche métallique. 15 [0047] Grâce à la composition du superalliage à base de nickel, la formation d'une zone de réaction secondaire dans le superalliage résultant des phénomènes d'inter-diffusion entre le superalliage et la sous-couche est évitée, ou limitée. [0048] La sous-couche métallique peut être un alliage de type MCrAlY 20 ou un alliage de type aluminiure de nickel. [0049] La barrière thermique céramique peut être un matériau à base de zircone yttriée ou tout autre revêtement céramique (à base de zircone) à faible conductivité thermique. [0050] L'aube peut présenter une structure orientée selon une 25 direction cristallographique . [0051] Cette orientation confère généralement les propriétés mécaniques optimales à l'aube. [0052] Le présent exposé concerne aussi une turbomachine comprenant une aube telle que définie précédemment. 30 Brève description des dessins [0053] D'autres caractéristiques et avantages de l'invention ressortiront de la description suivante de modes de réalisation de l'invention, donnés à 35 titre d'exemples non limitatifs, en référence à la figure unique annexée, sur lesquelles : 10 - la figure 1 est une vue schématique en coupe longitudinale d'une turbomachine ; - la figure 2 est un graphique représentant le paramètre NFP (No- Freckles Parameter) pour différents superalliages ; 5 - la figure 3 est un graphique représentant la fraction volumique de phase y' à différentes températures et pour différents superalliages. Description détaillée de l'invention 10 [0054] Les superalliages à base de nickel sont destinés à la fabrication d'aubes monocristallines par un procédé de solidification dirigée dans un gradient thermique. L'utilisation d'un germe monocristallin ou d'un sélecteur de grain en début de solidification permet d'obtenir cette 15 structure monocristalline. La structure est orientée par exemple selon une direction cristallographique qui est l'orientation qui confère, en général, les propriétés mécaniques optimales aux superalliages. [0055] Les superalliages monocristallins à base de nickel bruts de solidification ont une structure dendritique et sont constitués de précipités 20 y' Ni3(Al, Ti, Ta) dispersés dans une matrice y de structure cubique à faces centrées, solution solide à base de nickel. Ces précipités de phase y' sont répartis de façon hétérogène dans le volume du monocristal du fait de ségrégations chimiques résultant du procédé de solidification. Par ailleurs, des phases eutectiques y/y' sont présentes dans les régions inter- 25 dendritiques et constituent des sites préférentiels d'amorçage de fissures. Ces phases eutectiques y/y se forment en fin de solidification. De plus, les phases eutectiques y/y' sont formées au détriment des fins précipités (taille inférieure au micromètre) de phase durcissante y'. Ces précipités de phase y' constituent la principale source de durcissement des superalliages 30 à base de nickel. Aussi, la présence de phases eutectiques y/y' résiduelles ne permet pas d'optimiser la tenue au fluage à chaud du superalliage à base de nickel. [0056] Il a en effet été montré que les propriétés mécaniques des superalliages, en particulier la résistance au fluage, étaient optimales 35 lorsque la précipitation des précipités y' était ordonnée, c'est-à-dire que les précipités de phase y' sont alignés de manière régulière, avec une taille 11 allant de 300 à 500 nm, et lorsque la totalité des phases eutectiques y/y' était remise en solution. [0057] Les superalliages à base de nickel bruts de solidification sont donc traités thermiquement pour obtenir la répartition désirée des 5 différentes phases. Le premier traitement thermique est un traitement d'homogénéisation de la microstructure qui a pour objectif de dissoudre les précipités de phase y' et d'éliminer les phases eutectiques y/y' ou de réduire de manière significative leur fraction volumique. Ce traitement est réalisé à une température supérieure à la température de solvus de la 10 phase y' et inférieure à la température de fusion commençante du superalliage (Tsolidus). Une trempe est ensuite réalisée à la fin de ce premier traitement thermique pour obtenir une dispersion fine et homogène des précipités y'. Des traitements thermiques de revenu sont ensuite réalisés en deux étapes, à des températures inférieures à la 15 température de solvus de la phase y'. Lors d'une première étape, pour faire grossir les précipités y' et obtenir la taille désirée, puis lors d'une seconde étape, pour faire croître la fraction volumique de cette phase jusqu'à environ 70% à température ambiante. [0058] La figure 1 représente, en coupe selon un plan vertical passant 20 par son axe principal A, un turboréacteur à double flux 10. Le turboréacteur à double flux 10 comporte, d'amont en aval selon la circulation du flux d'air, une soufflante 12, un compresseur basse pression 14, un compresseur haute pression 16, une chambre de combustion 18, une turbine haute pression 20, et une turbine basse pression 22. 25 [0059] La turbine haute pression 20 comprend une pluralité d'aubes mobiles 20A tournant avec le rotor et de redresseurs 20B (aubes fixes) montés sur le stator. Le stator de la turbine 20 comprend une pluralité d'anneaux 24 de stator disposés en vis-à-vis des aubes mobiles 20A de la turbine 20. 30 [0060] Ces propriétés font ainsi de ces superalliages des candidats intéressants pour la fabrication de pièces monocristallines destinées aux parties chaudes des turboréacteurs. [0061] On peut donc fabriquer une aube mobile 20A ou un redresseur 20B pour turbomachine comprenant un superalliage tel que défini 35 précédemment. 12 [0062] On peut également fabriquer une aube mobile 20A ou un redresseur 20B pour turbomachine comprenant un superalliage tel que défini(e) précédemment revêtu(e) d'un revêtement de protection comprenant une sous-couche métallique 5 [0063] Une turbomachine peut notamment être un turboréacteur tel qu'un turboréacteur à double flux 10. La turbomachine peut également être un turboréacteur à simple flux, un turbopropulseur ou un turbomoteur. [0064] Exemples 10 [0065] Cinq superalliages monocristallins à base de nickel du présent exposé (Ex 1 à Ex 5) ont été étudiés et comparés à six superalliages monocristallins commerciaux CMSX-4 (Ex 6), CMSX-4PlusC (Ex 7), René N6 (Ex 8), CMSX-10 (Ex 9), MC-NG (Ex 10) et TMS-138 (Ex 11). La composition chimique de chacun des superalliages monocristallins est 15 donnée dans le tableau 1, la composition Ex 8 comportant en outre 0,05 ')/0 en masse de carbone (C) et 0,004 % en masse de bore (B), la composition Ex 9 comportant en outre 0,10 °h en masse de niobium (Nb). Tous ces superalliages sont des superalliages à base de nickel, c'est-à-dire que le complément à 100 % des compositions présentées est constitué 20 par du nickel et des impuretés inévitables. [0066] Tableau 1 Re Ru Co Mo Cr W Al Ti Ta Hf Si Ex 1 5,0 2,0 4,0 0,50 4,0 3,0 5,4 1,00 8,5 0,25 0,10 Ex 2 4,4 2,0 4,0 0,70 4,0 3,0 5,4 1,00 8,5 0,25 0,10 Ex 3 4,4 2,0 12,0 0,70 4,0 3,0 5,4 1,00 8,5 0,25 0,10 Ex 4 5,0 2,0 4,0 0,50 3,5 3,5 5,4 0,90 8,5 0,25 0,10 Ex 5 4,4 2,0 12,0 0,70 3,5 3,5 5,4 0,90 8,5 0,25 0,10 Ex 6 3,0 0,0 9,6 0,60 6,6 6,4 5,6 1,00 6,5 0,10 0,00 Ex 7 4,8 0,0 10,0 0,60 3,5 6,0 5,7 0,85 8,0 0,10 0,00 Ex 8 5,3 0,0 12,2 1,10 4,4 5,7 6,0 0,00 7,5 0,15 0,00 Ex 9 6,0 0,0 3,0 0,40 2,0 5,0 5,7 0,20 8,0 0,03 0,00 Ex 10 4,0 4,0 0,0 1,00 4,0 5,0 6,0 0,50 5,0 0,10 0,10 Ex 11 4,9 2,0 5,9 2,9 2,9 5,9 5,9 0,00 5,6 0,10 0,00 [0067] Masse volumique 13 [0068] La masse volumique à température ambiante de chaque superalliage a été estimée à l'aide d'une version modifiée de la formule de Hull (F.C. Hull, Metal Progress, Novembre 1969, pp139-140). Cette équation empirique a été proposée par Hull. L'équation empirique est 5 basée sur la loi des mélanges et comprend des termes correctifs déduits d'une analyse par régression linéaire de données expérimentales (compositions chimiques et masses volumiques mesurées) concernant 235 superalliages et aciers inox. Cette formule de Hull a été modifiée, notamment pour tenir compte d'éléments comme le rhénium et le 10 ruthénium. La formule de Hull modifiée est la suivante : (1) D = 27,68 x + 0,14037 - 0,00137 %Cr - 0,00139 %Ni - 0,00142 %Co - 0,00140 %Fe - 0,00186 %Mo - 0,00125 °kW - 0,00134 %V - 0,00119 %Nb - 0,00113 %Ta + 0,0004 %Ti + 0,00388 %C + 0,0000187 (%110)2- 0,0000506 (%Co)x(%Ti) - 0,00096 %Re - 0,001131 15 %Ru] où Di = 100/[(%Cr/Dcr) + (%Ni/DN;)+ + (%X/Dx)] OÙ Dcr, Dx sont les masses volumiques des éléments Cr, Ni, ..., X exprimées en lb/in3 (livre par pouce cube) et D est la masse volumique du superalliage exprimé en g/cm3. 20 où %Cr, %Ni, ...%X sont les teneurs, exprimées en pourcentages massiques, des éléments du superalliage Cr, Ni, ..., X. [0069] Les masses volumiques calculées pour les alliages de l'exposé et pour les alliages de référence sont inférieures à 9,00 g/cm3 (voir tableau 2). 25 [0070] La comparaison entre les masses volumiques estimées et mesurées (voir tableau 2) permet de valider le modèle de Hull modifié (équation (1)). Les masses volumiques estimées et mesurées sont cohérentes. [0071] Le tableau 2 présente différents paramètres pour les 30 superalliages Ex 1 à Ex 11. [0072] Tableau 2 Masse Masse NFP RGP Md volumique volumique estimée (1) mesurée (g/cm3) (g/cm3) Ex 1 8,89 - 0,96 0,380 0,98 14 Ex 2 8,85 - 1,05 0,380 0,98 Ex 3 8,83 - 1,05 0,380 0,98 Ex 4 8,91 8,8 0,91 0,376 0,98 Ex 5 8,86 - 1,00 0,376 0,98 Ex 6 8,71 - 0,65 0,358 0,99 Ex 7 8,91 - 0,68 0,371 0,99 Ex 8 8,87 - 0,69 0,256 0,98 Ex 9 8,99 - 0,67 0,299 0,96 Ex 10 8,75 8,75 0,55 0,232 0,97 Ex 11 8,88 - 0,61 0,215 0,97 [0073] No-Freckles Parameter (NFP) (2) NFP = [%Ta + 1,5 %Hf + 0,5 %Mo - 0,5% %Ti)]/F/oW + 1,2 %Re)] 5 où %Cr, %Ni, ...%X sont les teneurs, exprimées en pourcentages massiques, des éléments du superalliage Cr, Ni, ..., X. [0074] Le paramètre NFP permet de quantifier la sensibilité à la formation de grains parasites de type « Freckles » au cours de la solidification dirigée de la pièce (document US 5,888,451). Pour éviter la 10 formation de défauts de type « Freckles », le paramètre NFP doit être supérieur ou égal à 0,7. [0075] Comme on peut le voir dans le tableau 2 et sur la figure 2, les superalliages Ex 1 à Ex 5 présentent tous un paramètre NFP supérieur ou égal à 0,7 alors que les superalliages commerciaux Ex 6 à Ex 11 15 présentent un paramètre NFP inférieur à 0,7. [0076] Résistance Gamma Prime (RGP) [0077] La résistance mécanique intrinsèque de la phase y' augmente avec la teneur en éléments venant se substituer à l'aluminium dans le composé Ni3A1, comme le titane, le tantale et une partie du tungstène. Le 20 composé de phase y' peut donc s'écrire Ni3(Al, Ti, Ta, W). Le paramètre RGP permet d'estimer le niveau de durcissement de la phase y' : (3) RGP = [CT, + CTa + (Cw/2)1/CAI OÙ CTi, CTa, Cw et Cm sont les concentrations, exprimées en pourcentage atomique, respectives des éléments Ti, Ta, W et Al dans le superalliage. 25 [0078] Un paramètre RGP plus élevé est favorable à une meilleure résistance mécanique du superalliage. On peut voir dans le tableau 2 que 15 le paramètre RGP calculé pour les superalliages Ex 1 à Ex 5 est supérieur au paramètre RGP calculé pour les superalliages commerciaux Ex 6 à Ex 11. [0079] Sensibilité à la formation de PTC (Md) 5 [0080] Le paramètre Md est défini comme suit : (4) FI d = 1X (Md)i où Xi est la fraction de l'élément i dans le superalliage exprimée en pourcentage atomique, (Md); est la valeur du paramètre Md pour l'élément 10 [0081] Le tableau 3 présente les valeurs de Md pour les différents éléments des superalliages. [0082] Tableau 3 Elément Md Elément Md Ti 2,271 Hf 3,02 Cr 1,142 Ta 2,224 Co 0,777 W 1,655 Ni 0,717 Re 1,267 Nb 2,117 Al 1,9 Mo 1,55 Si 1,9 Ru 1,006 [0083] La sensibilité à la formation de PTC est déterminée par le 15 paramètre Md, selon la méthode New PHACOMP qui a été développée par Morinaga et al. (Morinaga et al., New PHACOMP and its application to alloy design, Superalloys 1984, édité par M Gell et al., The Metallurgical Society of AIME, Warrendale, PA, USA (1984) pp. 523-532). Selon ce modèle, la sensibilité des superalliages à la formation de PTC augmente avec la 20 valeur du paramètre Md. [0084] Comme on peut le constater dans le tableau 2, les superalliages Ex 1 à Ex 11 présentent des valeurs du paramètre Md sensiblement égales. Ces superalliages présentent donc des sensibilités similaires à la formation de PTC, sensibilités qui sont relativement faibles. 25 [0085] Température de solvus de la phase y' [0086] Le logiciel ThermoCalc (base de donnée Ni25) basé sur la méthode CALPHAD a été utilisé pour calculer la température de solvus de la phase y' à l'équilibre. 20 16 [0087] Comme on peut le constater dans le tableau 4, les superalliages Ex 1 à Ex 5 présentent une température de solvus y' élevées, comparables à la température de solvus y' des superalliages commerciaux Ex 6 à Ex 11. [0088] Fraction volumique de phase y' 5 [0089] Le logiciel ThermoCalc (base de donnée Ni25) basé sur la méthode CALPHAD a été utilisé pour calculer la fraction volumique (en pourcentage volumique) de phase y' à l'équilibre dans les superalliages Ex 1 à Ex 12 à 950°C, 1050°C et 1200°C. [0090] Comme on peut le constater dans le tableau 4 et sur la figure 3, 10 les superalliages Ex 1 à Ex 5 contiennent des fractions volumiques de phase y' supérieures ou comparables aux fractions volumiques de phase y' des superalliages commerciaux Ex 6 à Ex 11. [0091] Ainsi, la combinaison d'une température de solvus y' élevée et de fractions volumiques de phase y' élevées pour les superalliages Ex 1 à 15 Ex 5 est favorable à une bonne résistance au fluage à haute température et très haute température, par exemple à 1200°C. Cette résistance doit être ainsi supérieure à la résistance au fluage des superalliages commerciaux Ex 6 à Ex 11. [0092] Tableau 4 Tsolvus y' (°C) Fraction volumique de phase y' (°/0 vol) 950°C 1050°C 1200°C Ex 1 1338 67,0 62,0 46,0 Ex 2 1337 66,6 61,1 43,2 Ex 3 1276 60,0 51,2 22,7 Ex 4 1344 65,0 60,0 46,0 Ex 5 1295 58,0 50,0 38,0 Ex 6 1290 58,0 48,0 25,0 Ex 7 1320 63,0 57,0 36,0 Ex 8 1283 60,0 51,0 24,0 Ex 9 1374 65,0 60,0 46,0 Ex 10 1348 68,0 62,0 45,0 Ex 11 1321 67,0 58,0 35,0 [0093] Fraction volumique de PTC de type [0094] Le logiciel ThermoCalc (base de donnée Ni25) basé sur la méthode CALPHAD a été utilisé pour calculer la fraction volumique (en 17 pourcentage volumique) de phase a à l'équilibre dans les superalliages Ex 1 à Ex 12 à 950°C et 1050°C (voir tableau 5). [0095] Les fractions volumiques calculées de phase a sont nulles à 950°C pour les superalliages Ex 2, Ex 3 et Ex 5, et relativement faibles 5 pour les superalliages Ex 1 et Ex 4, ce qui traduit une faible sensibilité à la précipitation de PTC. Ces résultats corroborent donc les résultats obtenus avec la méthode New PHACOMP (paramètre Md). [0096] Concentration massique de chrome dissous dans la matrice y [0097] Le logiciel ThermoCalc (base de donnée Ni25) basé sur la 10 méthode CALPHAD a été utilisé pour calculer teneur en chrome (en pourcentage massique) dans la phase y à l'équilibre dans les superalliages Ex 1 à Ex 12 à 950°C, 1050°C et 1200°C. [0098] Comme on peut le constater dans le tableau 5, les concentrations en chrome dans la phase y pour les superalliages Ex 1 à 15 Ex 5 sont comparables aux concentrations en chrome dans la phase y pour les superalliages commerciaux Ex 6 à Ex 11, ce qui est favorable à une bonne résistance à la corrosion et à l'oxydation à chaud. [0099] Tableau 5 Fraction volumique de Teneur en chrome dans la phase y PTC de type a (en % (en % massique) vol) 950°C 1050°C 950°C 1050°C 1200°C Ex 1 0,4 0,00 8,80 7,80 6,00 Ex 2 0,0 0,00 8,50 7,60 5,80 Ex 3 0,0 0,00 8,10 5,50 4,80 Ex 4 0,7 0,05 8,70 7,90 6,30 Ex 5 0,0 0,00 8,10 7,00 5,20 Ex 6 0,7 0,00 12,80 10,90 7,84 Ex 7 1,2 0,50 7,40 6,43 4,82 Ex 8 1,0 0,25 8,37 7,10 5,25 Ex 9 0,9 0,40 3,62 3,36 2,77 Ex 10 0,8 0,20 7,83 7,10 5,70 Ex 11 0,4 0,60 5,60 4,80 3,70 20 [0100] Quoique le présent exposé ait été décrit en se référant à un exemple de réalisation spécifique, il est évident que différentes 18 modifications et changements peuvent être effectués sur ces exemples sans sortir de la portée générale de l'invention telle que définie par les revendications. En outre, des caractéristiques individuelles des différents modes de réalisation évoqués peuvent être combinées dans des modes de 5 réalisation additionnels. Par conséquent, REVENDICATIONS1. Superalliage à base de nickel comprenant, en pourcentages massiques, 4,0 à 5,5 % de rhénium, 1,0 à 3,0 % de ruthénium, 2,0 à 5 14,0 % de cobalt, 0,30 à 1,00 % de molybdène, 3,0 à 5,0 % de chrome, 2,5 à 4,0 % de tungstène, 4,5 à 6,5 % d'aluminium, 0,50 à 1,50 % de titane, 8,0 à 9,0 % de tantale, 0,15 à 0,30 % de hafnium, 0,05 à 0,15 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés inévitables. 10 2. Superalliage selon la revendication 1, comprenant, en pourcentages massiques, 4,5 à 5,5 % de rhénium, 1,0 à 3,0 % de ruthénium, 3,0 à 5,0 % de cobalt, 0,30 à 0,80 % de molybdène, 3,0 à 4,5 % de chrome, 2,5 à 4,0 % de tungstène, 4,5 à 6,5 % d'aluminium, 0,50 à 1,50% de titane, 8,0 à 9,0 % de tantale, 0,15 à 0,30 % de 15 hafnium, 0,05 à 0,15 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés inévitables. 3. Superalliage selon la revendication 1, comprenant, en pourcentages massiques, 4,0 à 5,5 % de rhénium, 1,0 à 3,0 % de ruthénium, 3,0 à 13,0 % de cobalt, 0,40 à 1,00 % de molybdène, 3,0 à 20 4,5 % de chrome, 2,5 à 4,0 % de tungstène, 4,5 à 6,5 % d'aluminium, 0,50 à- 1,50 % de titane, 8,0 à 9,0 % de tantale, 0,15 à 0,30 % de hafnium, 0,05 à 0,15 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés inévitables. 4. Superalliage selon la revendication 1, comprenant, en 25 pourcentages massiques, 4,0 à 5,0 % de rhénium, 1,0 à 3,0 % de ruthénium, 11,0 à 13,0 % de cobalt, 0,40 à 1,00 % de molybdène, 3,0 à 4,5 % de chrome, 2,5 à 4,0 % de tungstène, 4,5 à 6,5 % d'aluminium, 0,50 à 1,50 % de titane, 8,0 à 9,0 % de tantale, 0,15 à 0,30 % de hafnium, 0,05 à 0,15 % de silicium, le complément étant constitué par du 30 nickel et des impuretés inévitables. 5. Superalliage selon la revendication 1, comprenant, en pourcentages massiques, 5,0 % de rhénium, 2,0 % de ruthénium, 4,0 % de cobalt, 0,50 % de molybdène, 4,0 % de chrome, 3,0 % de tungstène, 5,4 % d'aluminium, 1,00 % de titane, 8,5 % de tantale, 0,25 % de 35 hafnium, 0,10 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés inévitables. 20 6. Superalliage selon la revendication 1, comprenant, en pourcentages massiques, 4,4 % de rhénium, 2,0 % de ruthénium, 4,0 % de cobalt, 0,70 % de molybdène, 4,0 % de chrome, 3,0 % de tungstène, 5,4 % d'aluminium, 1,00 % de titane, 8,5 % de tantale, 0,25 % de hafnium, 0,10 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés inévitables. 7. Superalliage selon la revendication 1, comprenant, en pourcentages massiques, 4,4 % de rhénium, 2,0 % de ruthénium, 12,0 % de cobalt, 0,70 % de molybdène, 4,0 % de chrome, 3,0 % de tungstène, 5,4 % d'aluminium, 1,00 % de titane, 8,5 % de tantale, 0,25 % de hafnium, 0,10 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés inévitables. 8. Superalliage selon la revendication 1, comprenant, en pourcentages massiques, 5,0 % de rhénium, 2,0 % de ruthénium, 4,0 % de cobalt, 0,50 % de molybdène, 3,5 (Yo de chrome, 3,5 % de tungstène, 5,4 % d'aluminium, 0,90 % de titane, 8,5 % de tantale, 0,25 % de hafnium, 0,10 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés inévitables. 9. Superalliage selon la revendication 1, comprenant, en pourcentages massiques, 4,4 % de rhénium, 2,0 % de ruthénium, 12,0 % de cobalt, 0,70 % de molybdène, 3,5 % de chrome, 3,5 % de tungstène, 5,4 % d'aluminium, 0,90 % de titane, 8,5 % de tantale, 0,25 % de hafnium, 0,10 % de silicium, le complément étant constitué par du nickel et des impuretés inévitables. 10. Aube (20A, 20B) monocristalline pour turbomachine comprenant un superalliage selon l'une quelconque des revendications 1 à 9. 11. Aube (20A, 20B) selon la revendication 10, comprenant un revêtement de protection comportant une sous-couche métallique 30 déposée sur le superalliage et une barrière thermique céramique déposée sur la sous-couche métallique. 12. Aube (20A, 20B) selon la revendication 10 ou 11, présentant une structure orientée selon une direction cristallographique . 13. Turbomachine comprenant une aube (20A, 20B) selon l'une 35 quelconque des revendications 10 à 12.