FR 2507627 A1 19821217 FR 8210350 A 19820614 La présente invention concerne des ale ages Fe-Ni du type de l"'Ir'.vd?'à faible coefficient de dilatation possédant une excellente résistance à la fissuration à chaud au cours du soudage. La demande de gaz naturel liquéfié augmente car il s'agit de l'une des sources d'énergie diversifiées utilisées à la suite de lssaugm.entation importante du coût du pétrole brut. En conséquence, on utilise une grande quantité d'alliages fer-nickel ou d'alliages du type"Invar" ayant un faible coefficient de dilatation thermique en plus de l'acier inoxydable pour la formation de réservoirs à flzembrane des navires de transport de g az naturel liquéfié et des réservoirs de stockage à terre du gaz naturel liquéfié. Les alliages précités du type "InvaM'à faible coefficient de dilatation utilisés dans les réservoirs à membrane ont une résistance mécanique, une ductilité et une tenacité satisfaisantes à la température d'ébullition du gaz naturel liquéfié (environ -1620C), mais ils présentent l'inconvénient de pouvoir présenter une fissuration à chaud pendant le soudage, au cours des opérations de fabrication. Comme la fissuration à chaud a de grandes chances de se manifester lorsque le coin du réservoir est réparé par soudage, la partie réparée doit être réglée de façon répétée par soudage de plusieurs couches. Cependant, même lorsqu'on utilise une telle opération peu efficace et très gênante pour la réparation du réservoir, l'obtention d'une double assurance est difficile si bien que les fuites de gaz naturel liquéfié du réservoir ne peuvent pas être totalement évitées et simultanément, lorsque la partie réparée est soumise à une charge variable qui accompagne un changement de température, il existe un risque de rupture par fatigue macroscopique, déclenché à partir des fissurations formées å chaud. En conséquence, il est très souhaitable de disposer d'alliages fer-nickel du type "Invar" ayant une excellente résistance à la fissuration à chaud lors du soudage, sans réduction des propriétés physiques (et notamment du faible coefficient de dilatation thermique) et les propriétés mécaniques propre à ce type d'alliage. L'invention concerne de nouveaux alliages du type nvaH', ayant des propriétés très intéressantes au point de vue de la productivité et de la rentabilité. Plus précisément, l'invention concerne un alliage du type "Invar" à faible coefficient de dilatation présentant une excellente résistance à la fissuration à chaud pendant le soudage, cet alliage contenant 30 à 45 % en poids de nickel, 9,0LI % en poids au maximum de carbone, 0,05 à 0,25 % en poids de silicium, 0,10 à 0,40 % en poids de .anga- nèse, 0,020 % en poids au maximum de soufre et de phosphore au total, 0,0060 % en poids au maximum d'oxygène, au moins un élément supplémentaire choisi parmi le tantale à raison de 0,005 à 0,5 8 en poids, le hafnium à raison de 0,001 à 0,1 % en poids, le molybdène à raison de 0,10 à 2,00 % en poids et le tungstène à raison de 0,10 à 2,0 % en poids, le reste étant formé de fer et ayant un indice de pureté ne dépassant pas 0,05 %. L'expression "indice de pureté" utilisée dans le présent mémoire désigne une valeur calculée d'après la formule d = n/pxf x 100 (%) dans laquelle d est un indice de pureté, n est le nombre de points d'un réseau occupés par les inclusions, p est le nombre total des points du réseau formé sur la lame de verre et se trouvant dans le cadre et f est le nombre de cadres d'image, cet indice étant déterminé suivant le procédé de la norme japonaise JIS G 0555 selon laquelle la surface de polissage d'un échantillon d'essai est inspectée de façon répétée et aléatoire par disposition d'une lame de verre ayant vingt traits de réseau verticalement et horizontalement dans un oculaire de microscope et par comptage du nombre de points de réseau occupés par les inclusions, le nombre de cadres d'image mesurés étant habituellement égal à 60, le grandissement du microscope étant habituellement de 400. Bien que l'invention ne soit pas limitée par une théorie quelle qu'elle soit, les résultats d'expériences fqndamentales- et l'étude de lots de matière formés avec de mauvaises qualités suggèrent que la fissuration à chaud au cours du soudage, posant un problème lors de l'utilisation de l'alliage du type"InvaM', est reliée à la ségrégation de P, S et 0 sur les limites des grains, et des études réalisées selon l'invention ont porté sur la mise en oeuvre d'éléments supplémentaires destinés à stabiliser P et S afin que les limites des grains soient renforcées, la teneur en oxygène et l'indice de pureté aussi étant réduits au-dessous d'un seuil prédéterminé. L'étude des éléments supplémentaires a porté sur un essai de fissuration à chaud, mis en oeuvre de la manière suivante. Un échantillon d'essai de 8 x 60 x 350 mm est soumis, dans la direction de sa plus petite dimension et au centre, à un soudage à l'arc à électrode de tungstène sous gaz protecteur, dans les conditions suivantes, afin qu'un premier cordon de soudure soit forme. Tension de soudage 12 volts Intensité du courant de soudage 200 ampères Vitesse de soudage 100 mm/min Débit d'argon protecteur gazeux 15 1/min Diamètre du fil 2,4 mm Extension du fil 2 mm environ. Ensuite, on assure un soudage à l'arc à électrode de tungstène et sous gaz protecteur dans la direction de la plus grande dimension, au centre de l'échantillon d'essai, dans les memes conditions, et on forme un second cordon de soudure, et une déformation supplémentaire de 2,0 7o est appliquée au premier cordon par une déformation rapide par pliage lorsque le chalumeau atteint le centre transversal du premier cordon. En conséquence, on peut évaluer des fissures de deux types formées à chaud sur l'échantillon d'essai, c'est-à-dire des fissures de solidification et des fissures de réchauffage, une fissure de solidifcation étant formée sur le second cordon et une fissure de réchauffage sur le premier cordon. Les alliages très austénitiques peuvent en géné ral provoquer une fissuration à chaud au cours du soudage, parce que la fragilité à chaud de la matière de l'alliage apparat dans des opérations de refroidissement lors de la solidification ou du réchauffage, et la ductilité est beaucoup réduite. De plus, la présence d'élément d'impuretés P et S est considérée comme une cause métallurgique de la fissuration à chaud.L'addition d'un élément ayant fortement tendance à former un sulfure, tel que Ti, b, V, Zr, Ca, Mg, un élément des terres rares ou analogues, a en général été essayé pour la prévention de la fissuration à chaud des alliages très austénitiques, afin que les teneurs en P et S soient réduites dans la mesure du possible ou que le soufre soit essentiellement stabilisé sous forme drun composé d'un certain type empêchant une mauvaise influence de S. Evidemment, on envisage l'addition des éléments précités aux alliages fer-nickel du type"Invar"afin d'éviter la fissuration à chaud. Cependant, les résultats des expériences et études réalisées selon l'invention confirment que l'utilisation de ces éléments est pratiquement inefficace àans le cas des alliages du type'Invar", dans les conditions telles que P+S 0,020 % obtenus dans l'affinage habituel, et qu'on obtient un effet considérable contre la fissuration à chaud d'un alliage de type'!nvar"par addition d'au moins un élément supplémentaire choisi parmi le tantale à raison de 0,005 à 0,5 %, le hafnium à raison de 0,001 à 0,1 %, le molybdène à raison de 0,10 à 2,00 % et le tungstène à raison de 0,10 à 2,00 %, tous ces pourcentages étant des pourcentages pondéraux, pourvu que la teneur en oxygène ne dépasse pas 0,006 % en poids et que l'indice de pureté ne dépasse par 0,05 % lors que P+S4-0,020 %. En outre, même lorsque ces trois conditions sont satisfaites, c'est-à-dire P+S 0,020 S, la teneur en oxygène est inférieure ou égale à 0,006 % en poids et l'indice de pureté est inférieur ou égal à 0,05 %, l'effet de l'addition des éléments précités tels que le titane, le niobium, le vanadium, le zirconium, le calcium, le magnésium, les éléments des terres rares et analogues, est encore faible.D'autre part, selon l'invention, l'addition composite de l'élément supplémentaire précité tel que le tantale, le hafnium, le tungstène et lé molybdène, avec du titane, du niobium, du vanadium ou un élément des terres rares, ne pose pas de problème (dans ce cas, l'effet obtenu par cette addition composite ne peut pas être prévu, si bien que cette addition composite n'est pas obligatoirement exécutée), alors que l'addition composite avec du zirconium, du calcium ou du magnésium fait disparaaftre l'effet obtenu par addition de l'élément supplémentaire précité, si bien qu'on doit l'éviter. D'autres caractéristiques et avantages de l'invention seront mieux compris à la lecture de la description qui va suivre, d'exemples de réalisation et en se référant aux dessins annexés sur lesquels la figure 1 est un graphique représentant l'ef- fet de l'élément supplémentaire selon l'invention sur la fissuration à chaud, comparé à un alliage témoin n'ayant pas d'élément supplémentaire, lorsque les conditions de teneur en oxygène et de pureté selon l'invention sont satisfaites, les ordonnées représentant le nombre de.fissures formées à chaud pendant le soudage, les bâtonnets clairs représentant les fissures par solidification et les bâtonnets hachurés, les fissures par réchauffage la figure 2 est un graphique représentant l'influence de ltélément supplémentaire selon l'invention sur la fissuration à chaud, par rapport à un alliage témoin n'ayant pas d'élément supplémentaire, lorsque les conditions de teneur en oxygène et d'indice de pureté selon l'-invention ne sont pas satisfaites, les bâtonnets clairs et hachurés ayant la même signification que sur la figure 1 ; et la figure 3 est un graphique représentant l'influence de l'élément supplémentaire selon l'invention sur les caractéristiques de soudage, par comparaison à un alliage témoin n'ayant pas d'élément supplémentaire, lorsque les conditions de teneur en oxygène et d'indice de pureté selon l'invention sont satisfaites, mais avec en outre une addition de calcium. L'effet d'addition de l'élément supplémentaire selon l'invention sera décrit dans la suite du présent mémoi- re en référence aux figures 1 à 3 sur lesquelles le notre de fissures formées à chaud est indiqué par les fissures de solidification formées sur le second cordon et les fis- sures de réchauffage sont formées sur le premier cordon. La figure 1 corrdspond au cas o la teneur en oxygène et l'indice de pureté correspondent aux valeurs fixées selon l'invention, c'est-à-dire que la teneur en oxygène est égale à 0,0032 % en poids et l'indice de pureté est égal à 0,03 %. L'alliage témoin N 1 repéré sur la figure 1 contient 0,031 % en poids de C, 0,21 % en poids de Si, 0,32 g en poids de 1dn, 36,05 ss en poids de Ni et au maximum 0,020 % en poids de P+S, le reste étant formé de fer et ne contenant pas d'éléments supplémentaires, alors que l'alliage de type"Invar"selon l'invention est obtenu par addition de 0,010 % en poids de tantale, 0,005 % en poids de hafnium, 1,0 % en.poids de molybdène ou 1,1 % en poids de tungstène à l'alliage témoin. L'effet de l'addition de l'élément supplémentaire selon l'invention apparaît clairement sur la figure 1, par comparaison de l'alliage selon l'invention à l'alliage témoin. La figure 2 correspond au cas où la teneur en oxygène et l'indice de pureté ne correspondent pas aux plages selon l'invention, c'est-à-dire que la teneur en oxygène est égale à 0,0097 % en poids et l'indice de pureté est égal à 0,09 %. L'alliage témoin N 2 utilisé sur la figure 2 contient 0,032 % en poids de C, 0,22 % en poids de Si, 0,30 % en poids de Mn, 35,95 % en poids de nickel au maximum 0,020 % en poids de P+S et le reste de fer, l'alliage ne contenant pas d'élément supplémentaire. Comme l'indique la comparaison des figures 1 et 2, les résultats donnés par l'alliage témoin N 2 sont moins bons que ceux de l'alliage témoin N 1.En outre, même lorsque 0,009 % en poids de tantale, 0,004 % en poids de hafnium, 1,1 % en poids de molybdène et 1,0 % en poids de tungstène sont ajoutés à l'alliage témoin N 2, l'effet de l'addition est encore faible. La figure 3 correspond au cas où la teneur en oxygène et l'indice de pureté correspondent aux plages selon l'invention et du calcium est ajouté à l'alliage témoin NO 3. L'alliage témoin utilisé sur la figure 3 contient 0,03 en poids de C, 0,20 % en poids de Si, 0,31 % en poids de Mn, 35,97 % en poids de Ni, au maximum 0,020 % en poids de P+S et le reste de fer, sans élément d'addition selon l'invention. Lorsque l'alliage témoin NO 3 Contenant 0,025 Up en poids de calcium est comparé à 11 alliage témoin N0 1 ne contenant pas de calcium, on constate que l'addition du calcium a un effet nuisible sur l'amélioration de la résistance à la fissuration à chaud. En outre, la fissuration à chaud est difficilement réduite, même par addition d'un élément supplémentaire choisi parmi le tantale à raison de 0,11 % en poids, le hafnium, à raison de 0,005 % en poids, le molybdène à raison de 1,1 % en poids et le tungstène à raison de 1,1 % en poids, en présence de 0,025 g en poids de calcium, permettant la comparaison avec l'alliage témoin NO 3. Les résultats indiqués sur les figures 1 à 3 montrent que l'alliage de type"Invar"doit satisfaire aux conditions selon l'invention pour que la résistance à la fissuration à chaud soit améliorée. On pense que ce résultat est obtenu pour les raisons suivantes. Comme l'indiquent les figures 1 et 2, la résistance à la fissuration à chaud peut être améliorée dans une certaine mesure par essai de réduction des inclusions non métalliques puisque la contribution des inclusions non métalliques sur la réduction de la ductilité-à chaud sur les limites d-es grains ou des phases, provoquant la fissuration à chaud d'un alliage de type"Invar", ne peut pas être ignorée. Ainsi, selon 1' invention, lorsque la teneur en oxygène et l'-indice de pureté sont réduits en dessous de valeurs prédéterminées afin que les inclusions non métalliques soient réduites et simultanément, lorsqu'au moins un élément d'addition choisi parmi le tantale, le hafnium, le molybdène et le tungs tène est ajouté à l'alliage, la réduction de la ductilité chaud est supprimée par un effet de synergie du durcissement de la limite des grains ou des phases par précipitation avec stabilisation de S (et P), si bien que la fissuration à chaud peut être difficilement provoquée. D'autre part, lorsque la teneur en oxygène et l'indice de pureté ne sont pas réglés à une valeur inférieure aux valeurs prédéterminées, la condition de réduction des inclusions non métalliques n'est pas satisfaite. En outre, lorsque du zirconium, du calcium, du magnésium ou analogues, est présent avec l'élément supplémentaire dans l'alliage, l'indice de pureté est toujours détérioré du fait de la forte affinité du zirconium, du calcium, du magnésium ou analogues pour l'oxygène, si bien que la condition de réduction des inclusions non métalliques n'est pas aussi satisfaite et la résistance à la fissuration à chaud n1 est pas accrue. En général, la présence du titane, du niobium, du vanadium, du zirconium, du calcium, du magnésium et des éléments des terres rares, qui sont connus comme éléments stabilisateurs du soufre, est faible dans le durcissement par précipitation et le renforcement des limites des grains ou des phases à cause de l'effet de stabilisation du soufre, par rapport à la présence du tantale, du hafnium, du molybdène ou du tungstène dans un alliage du type"InvaH'selon l'invention, indépendamment de la teneur en oxygène et de l'indice de pureté, si bien qu'ils ont une faible effet d'amélioration de la résistance à la fissuration à chaud. Selon l'invention, la raison de la limitation de la composition chimique de l'alliage de type "Invar" et de la condition de présence d'inclusions non métalliques aux plages indiquées précédemment est la suivante. Nickel : 30-45 % Le nickel est un élément qui a un effet sur le coefficient de dilatation thermique de l'alliage fer nickel. La dilatation thermique de l'alliage est mini male lorsque la teneur en nickel est de l'ordre de 36 % à basse température ou de l'ordre de 42 % à haute tem pérature. Lorsque la teneur en nickel est inférieure à 30 % ou dépasse 45 %, le coefficient de-dilatation thermique augmente considérablement, et la ténacité est aussi réduite. Carbone : 0,04 % au maximum Lorsque la teneur en carbone dépasse 0,04 %, non seulement le coefficient de dilatation thermique augmente et réduit la propriété de faible dilatation thermique propre à l'alliage fer-nickel, mais aussi un carbure précipite et réduit les propriétés d'usina bilité à chaud et la ténacité après soudage Silicium : -0,05-0,25 % Le silicium joue le rôle d'un agent désoxydant pendant l'affinage de l'alliage et il doit être ajouté en quantité au moins égale à 0,05 %. Cependant, lorsque la teneur en silicium dépasse 0,25 %, l'usinabilité à chaud est réduite. Manganèse : 0,10-0,40 % Le manganèse joue aussi le role d'un agent déso xydant pendant l'affinage de l'alliage et il doit être ajouté en quantité au moins égale à 0,10 %. Cependant, lorsque la teneur en manganèse dépasse 0,40 %, l'effet de désoxydation est saturé, bien que le cot devienne défavorable. Phosphore et soufre : P+S 40,020 % Lorsque la teneur totale du phosphore et du sou fre dépasse 0,020 %, la formation stable des cordons de soudure est difficile, si bien que le rendement de l'opération est considérablement réduit. Oxygène : 0,0060 % au maximum Indice de pureté : 0,05 % au maximum La réduction de la fissuration à chaud au cours du soudage et l'augmentation de l'effet de l'addition de tantale, de hafnium, de molybdène ou de tungstène nécessite la réduction de la quantité d'inclusions non métalliques telles que les oxydes, les sulfures et ana logues. Pour cette raison, la teneur en oxygène dans l'alliage et l'indice de pureté ne doivent pas dépasser G,oG60 % et C,05 % respectivement. Tantale : 0,005 -0,5 Le tantale est un élément supplémentaire q- a pour effet d'améliorer la résistance à la flssuratlon à chaud lorsque la teneur en oxygène est inférieure , égale à 0,006 % et lorsque l'indice de pureté est infé- rieur ou égal à 0,05 %. Lorsque la teneur en tantale est inférieure à O,G05 %, on ne peut pas s'attendre à obtenir un effet alors que, lorsque la teneur en tan tale dépasse 0,5 %, l'usinabilité à chaud est réduite et le coût augmente fortement. Hafnium : 0,001-0,1 % Le hafnium est un élément supplémentaire qui a pour effet d'améliorer la résistance à la fissuration à chaud lorsque la teneur en oxygène est inférieure ou égale à 0,0060 % et lorsque l'indice de pureté est in férieur à 0,05 S.. Lorsque la teneur en hafnium est in férieure à 0,001 %, on ne peut s'attendre à un effet de l'addition alors que, lorsque la teneur en hafnium dépasse 0,1 %, la ductilité de l'alliage diminue et son coût augmente. Molybdène et tungstène : 0,10-2,00 % chacun Chacun de ces deux éléments améliore la resis- tance à la fissuration à chaud lorsque la teneur en oxygène est inférieure ou égale à 0,006 % et l'indice de pureté est inférieur ou égal à 0,05 %. Lorsque la teneur de l'élément est inférieure à 0,10 p, on ne peut pas s'attendre à obtenir un effet d'addition alors que lorsque chacune des teneurs dépasse 2,00 %, l'usinabilité à chaud diminue dans le cas de l'addition de molybdène et la ténacité à basse température diminue dans le cas de l'addition de tungstène. Les alliages du type"Invar"selon l'invention présentent une excellente résistance à la fissuration à chaud, lorsqu'ils correspondent à tous les critères de la composition chimique indiquée précédemment et à toutes les conditions de présence d'inclusions non métalliques, comme décrit plus en détail en référence aux exemples qui suivent. Les tableaux qui suivent donnent, à titre comparatif, la composition chimique, la fissuration à chaud lors du soudage et l'usinabilité à chaud des alliages du type"Invar' selon l'invention, l'alliage de comparaison, ayant une compsition chimique et un indice de pureté légèrement en dehors des plages selon l'invention, ainsi que d'alliages classiques du type"Invar" On prépare chacun des alliages par affinage d'un alliage fondu coulé -d'un four électrique classique, dans une poche d'affinage sous vide, et on coule dans un moule revêtu de briques de zircone, en atmosphere non oxydante afin que la teneur en oxygène et la pureté soient réglées aux faibles valeurs prédéterminées.Ensuite, on fait subir un dégrossissage au lingot, un laminage à chaud, un laminage à froid puis un recuit brillant, avec des précautions convenables, afin d'obtenir un produit final. En outre, on exécute l'essai de fissuration à chaud par mise en oeuvre du procédé précité. TABLEAU A Fissuration Usina à chaud (nom- bilité bre de fissu- à chaud res(* 1 Coefficient *3 (de fissure fissure de dilata- gré de Indi- de so- de ré- tion ther- forma ce de lidi- chauf- mique *2 tion de Composition chimique (% en poids) pureté fica- fage (10-6/ C) fissures) N C Si Mn Ni P+S O Ta Hf Mo W % tion 1 0,030 0,21 0,34 35,95 0,015 0,0025 0,012 - - - 0,04 3 0 1,27 non 2 0,031 0,22 0,33 36,06 0,012 0,0019 - 0,005 - - 0,03 5 1 1,41 non 3 0,028 0,20 0,30 35,93 0,017 0,0018 - - 0,95 - 0,02 6 2 1,35 non Exem- 4 0,035 0,20 0,34 36,01 0,015 0,0016 - - - 1,05 0,02 6 3 1,20 fissuraple tion aux bords 5 0,031 0,22 0,35 35,95 0,016 0,0035 0,008 - 0,60 - 0,03 2 0 1,33 non 6 0,029 0,23 0,30 35,94 0,019 0,0055 - 0,004 - 0,88 0,04 3 1 1,41 fissura tion aux bords 7 0,027 0,19 0,31 36,07 0,019 0,0028 0,007 0,002 0,45 - 0,03 0 0 1,45 non 8 0,028 0,21 0,31 36,01 0,018 0,0033 0,006 0,002 0,50 0,35 0,03 0 0 1,25 non TABLEAU B Fissuration Usina à chaud (nom- bilité bre de fissu- à chaud res(* 1 Coefficient *3 (de Fissure Fissure de dilata- gré de Indi- de so- de ré- tion ther- forma ce de lidi- chauf- mique *1 tion de Composition chimique (% en poids) pureté fica- fage (10-6/ C) fissures) N C Si Mn Ni P+S O Ta Hf Mo W % tion 9 0,030 0,20 0,32 36,05 0,014 0,0405 - - - - 0,03 10 6 1,39 non 10 0,030 0,20 0,33 36,10 0,017 0,0030 - - - - 0,08 9 7 1,40 non Exem- 11 0,032 0,20 0,32 36,10 0,018 0,0045 0,75 - - - 0,04 2 0 1,41 nombreuple ses fiscom- sures para- aux bords tif 12 0,034 0,22 0,33 35,95 0,019 0,0025 - - 0,05 - 0,02 15 9 1,37 non Allia- 13 0,031 0,19 0,31 35,92 0,013 0,0096 - - - - 0,07 17 15 1,38 fissuration ge aux bords clas- 14 0,029 0,20 0,34 36,05 0,017 0,0110 - - - - 0,08 19 17 1,35 fissuration sique aux bords "Invar" Note *1 Examen au projecteur avec un grandissement de 10 après soudage à l'arc avec électrode de tungstène sous gaz protecteur, la contrainte appliqée étant de 2,0 %. *2 Coefficient de dilatation thermique linéaire moyen entre -180 et 20 C *3 Jugé par observation de l'apprition de fissurations en surface lorsque l'échantillon en forme de coin ayant une largeur de 100 mm, une longueur de 200 mm et une épaisseur de 4 mm (minimale) et 10 mm (maximale) est laminé à 1000 C Dans les tableaux A et B, les essais toS 8 correspondent à des alliages de fer à 36 % de du type"Invar', selon l'invention, ayant ue résistance à la fissuration à chaud considérablement accrue par rapport à celle des alliages classiques de type "Invar" (essais NOs 13 et 14). En particulier, les fissurations par réchauffage les plus importantes sont réduites.Une telle réduction des fissurations par l'essai précédent (même lorsque le nombre de fissures n'est pas nul) provoque une amé- lioration importante de l'utilisation pratique. En outre, les alliages des essais NOs 1 à 8 ont un coefficient de dilatation thermique pratiquement égal à celui de l'alliage classique"Invar' si bien qu'ils ne réduisent pas la propriété de faible dilatation thermique des alliages du type "Invar". D'autre part, la soudabilité des alliages de fer à 36 % de nickel du type"Invar"des essais 9 à 12, en dehors des plages de composition chimique et de degré de pureté selon l'invention, est améliorée dans une certaine mesure par rapport à celle des alliages classiques, mais elle est nettement inférieure à celle des alliages selon l'invention (la teneur en oxygène dans l'essai N 9, l'indice de pureté dans l'essai N 10, la teneur en tantale dans l'essai N 11 et la teneur en molybdène dans l'essai N0 12 se trouvent en dehors des plages selon l'invention respectivement). En outre, l'alliage de l'essai N0 11 a une soudabilité pratiquement égale à celle de l'alliage selon l'invention, mais une mauvaise usinabilité à chaud étant donné une addition excessive de tantale. Dans l'alliage de type"Invar"selon l'invention, la résistance à la fissuration à chaud est nettement améliorée sans réduction des propriétés de faible dilatation thermique et avec conservation des autres propriétés précitées. En conséquence, les alliages selon l'invention conviennent non seulement pour la réalisation de réservoirs à e- brane pour le transport et la conservation du gaz naturel mais aussi comme support d'aimants supraconducteurs, comme éléments d'appareils de prises de vues, comme éléments électriques, dans les appareils d'utilisation d'hydrogène (liquide) et analogues. Bien entendu, diverses modifications peuvent être apportées par l'homme de l'art à l'alliage qui vient d'être décrit uniquement à titre d'exemple non limitatif, sans sortir du cadre de l'invention. REVENDICATION Alliage de type"InvaM'à faible coefficient de dilatation, possédant une excellente résistance à la fissuration à chaud lors du soudage, ledit alliage étant caractérisé en ce qu'il comprend 30 à 45 % en poids de nickel, 0,04 % en poids au maximum de carbone, 0,05 à 0,25 % en poids de silicium, 0,10 à 0,40 % en poids de manganèse, 0,020 % en poids au. maximum de phosphore et de soufre au total, 0,006 % en poids au maximum d'oxygène, au moins un élément supplémentaire choisi parmi le tantale, à raison de ,005 a 0,5 % en poids, le hafnium, à raison de 0,001 à 0,1 % en poids, le molybdène à raison de 0,10 à 2,00 % en poids et le tungstène à raison de 0,10 à 2,00 % en poids, et le reste de fer, l'indice de pureté de l'alliage n'étant pas supérieur. à 0,05 %.