La présente invention concerne le brasage du titane et des alliages de titane à basse température. Elle concerne plus précisément l'application d'alliages particuliers pour le brasage des alliages de titane à des températures se situant autour de 700 C, et elle a été réalisée par Messieurs Gérard Ferrière et Xavier Heberard et Madame Martine Hourcade au cours de leurs travaux de recherche au Conservatoire National des Arts et Métiers, à Paris. le titane et ses alliages font l'objet d'applications de plus en plus nombreuses dans le domaine industriel, notamment en aéronautique, en raison de leurs excellentes propriétés mécaniques associées à un faible poids volumique. La mise au point de procédés d'assemblage s'est très vite posée et l'assemblage par brasage a fait l'objet d'études poussées. On rappelle que le brasage, ou soudo-brasure, est un procédé d'assemblage de deux pièces métalliques par un métal d'apport dont le point de fusion est inférieur à celui du métal (ou des métaux) des pièces à assembler. Il s'opère en atmosphère réductrice et, en général, le gaz réducteur joue le rôle d'agent décapant; il nettoie les surfaces à braser, que le métal d'apport peut ainsi mouiller parfaitement dès sa fusion. Un grand nombre d'alliages ou de métaux d'apport ont été mis au point jusqu'ici et font l'objet d'applications industrielles diverses dans le domaine du brasage du titane et de ses alliages, notamment de l'alliage TA6V, qui est l'alliage de titane le plus fréquemment utilisé de nos jours et qui comprend 6 % d'aluminium et 4 % de vanadium, en poids. On peut classer les métaux d'apport ainsi proposés en deux grandes familles - les alliages à base de titane; - les alliages à base d'argent. Les alliages à base de titane sont encore les plus fréquemment utilisés; ils ont un intervalle de fusion entre 950-9000C et donnent d'excellentes caractéristiques mécaniques aux assemblages, ainsi qu'une bonne tenue à la corrosion. Parmi eux, c'est le TICUNI (titane + 15 % de cuivre + 15 % de nickel) qui a permis de résoudre au mieux les problèmes qu'on rencontre alors, en corollaire au brasage à haute température, et la rupture de l'assemblage a lieu dans le métal de base (voir l'article de B. BLANCHET paru dans la Revue de Métallurgie de Janvier 1974). Cependant, l'opération de brasage à haute température présente de nombreux inconvénients, tels que perturbation de la microstructure, détérioration des propriétés mécaniques de l'alliage (liée à un grossissement exagéré du grain), risques de pollution, etc., comme l'ont notamment décrit N. Gamer et J.Richardson dans un article intitulé "Investigation of ductile brazing alloy compositions for use in joining titanium and its alloys" paru dans Technical Report, n0 1492, Avril 1971. Les alliages à base d'argent (intervalle de fusion : 950 750 C) présentent des caractéristiques mécaniques médiocres, notamment en flexion et en cisaillement; de plus, la tenue à la corrosion des assemblages réalisés avec de tels alliages est généralemert mauvaise. En résumé, le brasage à haute température du titane et de ses alliages présente un certain nombre d'inconvénients - risque de pollution et de contamination, - grossissement du grain, - perturbation des traitements thermiques, - risques de déformation, contraintes résiduelles, etc Certains auteurs ont alors songé à utiliser des métaux d'apport à base d'argent ou à base d'aluminium, permettant de braser le titane et ses alliages à une température inférieure à 800 C. On peut citer à ce propos les publications suivantes 1 - Low-Temperature Brazing of titanium Sandwick Structures, BYRON L, REYNOLDS Metals engineering Quaterly, p. 45 à 50, Août 1970. 2 - Brazing of protective stellite plates to turbine blades made of a titanium alloy. RUZA V, BENDIS A, V.E. Riecansky Technical Translations n0 : VR/407/75 3 - Contribution à l'étude du brasage à basse température des alliages de titane. J. CHEVALIER, Thèse ingénieur C.N.A.M., 1975 4 - Essais de brasage à basse température des alliages de titane J.P. BROCHOT, Thèse ingénieur C.N.A.M., 1976 5 - Aluminium Brazed Titanium Honeycomb Sandwick Structure, a New System D. ELROD, D.T. LOVELL, R.A. DAVIS Welding Research Supplement to the Welding Journal p. 425 à 432, Oct. 1973. Mais les caractéristiques mécaniques des assemblages obtenus étaient relativement médiocres. Cependant, parmi les alliages du diagramme argent-gallium envisageables, l'alliage à 30 % en poids de gallium permet certes de réaliser des assemblages d'alliages de titane possédant une résistance à la traction de l'ordre de 40 hbar pour une température de brasage de 7500C et un temps de maintien optimal de 10 à 15 minutes; mais il semble que la température de brasage soit encore trop élevée, ce qui occasionne une pollution dommageable. D'autre part, un tel alliage pose des problèmes en ce qui concerne le remplissage des joints à braser (le jeu maximum envisageable ne pouvant alors pas dépasser 20/um) et l'élaboration de cet alliage (ressuage du gallium). L'équipe qui est à l'origine de la présente invention s'est alors orientée vers la recherche d'un alliage qui permette de braser le titane et ses alliages à une température d'environ 7000C tout en maintenant une résistance mécanique de la brasure au moins égale à celle que procurait l'alliage Ag-Ga susdit. Dans un premier temps, un troisième élément a été introduit dans l'alliage argent-gallium, afin d'en abaisser la température de fusion et d'en augmenter la mouillabilité. Le cuivre et l'indium ont ainsi été sélectionnés. Le cuivre diffuse facilement dans le titane et entre souvent dans la composition des métaux d'apport. D'autre part, l'argent et le cuivre forment un eutectique bien connu. L'indium, comme le gallium, présente une bonne aptitude à mouiller le titane et est susceptible d'abaisser la température de 1' eutectique argent-cuivre. Les deux systèmes Ag-Cu-Ga et Ag-Cu-In ont alors été étudiés en parallèle. Mais, malgré certaines qualités, les assemblages obtenus manquaient de ductilité. D'autre part, un système Ag-Cu-Ge a donné des assemblages dont la résistance à la traction était trop faible, essentiellement du fait de la présence d'flots de germanium pur dans le joint, tandis qu'un système Ag-Al-Si (qu'on aurait pu croire efficace d'après les indications de R.R. WELLS dans Welding Journal, p. 348356, Octobre 1975) a également procuré des assemblages ayant une médiocre résistance à la traction, pour l'essentiel du fait de la présence dans le joint de couches continues dures adjacentes au titane et correspondant à des phases intermétalliques formées es sentiellement d'aluminium et de silicium. Dans le même article, R.R. WELLS a en fait passé en revue un certain nombre d'alliages divers dont le point de fusion devait etre inférieur à 5450C et susceptibles de permettre un brasage à 5800C. Parmi tous les alliages ternaires ou quaternaires qu'il avait examinés, on trouvait trois alliages Al-Cu-Ag, de compositions pondérales Al 36 - Cu 14 - Ag 50 Al 50 - Cu 25 - Ag 25 Al 63 - Cu 32 - Ag 5. R.R.WELLS avait ensuite réalisé d'autres alliages en ajoutant d'autres métaux dans ces trois alliages de base et surtout en passant à d'autres systèmes, tels que Al-Cu-Si, Al-Cu-Sn, Al-Cu-Si-Sn, etc. Il résulte cependant de cet article que ces alliages ont dû être rejetés pour des raisons diverses, et celui que R.R. WELLS a finalement préconisé pour les applications considérées était un feuillard d'aluminium à 7,5 % de silicium collé sur un noyau d'alliage d'aluminium 6951, ne fondant pas au cours du brasage. On a alors trouvé de façon inattendue qu'on réalise des assemblages tout à fait convenables entre pièces en titane ou en alliages de titane par brasage à environ 7000C, en utilisant, comme métal d'apport, au moins un alliage ternaire Ag-Cu-Al dont la composition pondérale est comprise dans le triangle du diagramme ternaire défini par les trois points de coordonnées Ag 91 - Cu 2 - Al 7, Ag 54 - Cu 2 - Al 44, et Ag 54 - Cu 39 - Al 7. On a également trouvé que les caractéristiques des brasures obtenues ne sont pas sensiblement modifiées, ou du moins restent très satisfaisantes, si l'on ajoute à ces alliages ternaires précédemment définis, dans une proportion allant jusqu'à environ 7 % en poids de cet alliage ternaire, au moins un autre élément choisi parw mi Ti, Zr, Hf, V, Nb, Cr, Mo, Mn, Fe, Co, Ni, Pd, Au, In et Sn. Il est entendu que les définitions ci-dessus correspondent à des compositions idéales et qu'on ne sort pas du cadre de l'invention en mettant en oeuvre, dans l'application considérée, des alliages tels que définis ci-dessus et qui comprendraient en outre, dans une proportion quelconque mais le plus souvent n'excédant pas 1 % en poids, au moins un autre élément quelconque, qui doit seulement ne pas avoir une influence trop marquée sur les propriétés de la brasure. L'invention a donc pour objet un procédé pour la réalisation d'assemblages de pièces en titane ou en alliages de titane par brasage à une température d'environ 7000C comprenant l'utilisation, en tant que métal d'apport, d' au moins un alliage ternaire Ag - Cu - Al dont la composition pondérale est comprise dans le triangle du diagramme ternaire défini par les trois points de coordonnées Ag 91 - Cu 2 - Al 7 Ag 54 - Cu 2 - Al 44, et Ag 54 - Cu 39. - AI 7. En variante, l'invention a pour objet un procédé tel que cidessus défini, dans lequel les alliages considérés comprennent en outre, dans une proportion n'excédant pas environ 7 % en poids de l'alliage ternaire susdit, au moins un autre élément choisi parmi Ti, Zr, Hf, V, Nb, Cr, Mo, Mn, Fe, Co, Ni, Pd, Au, In et Sn. Sous un autre aspect, l'invention a pour objet un procédé pour la réalisation d'assemblages de pièces en titane ou en alliages de titane par brasage en bout, à une température d'environ 70CPC et avec un jeu d'environ 20 à 70/um, et avantageusement d'environ 50/um, entre les pièces à assembler, comprenant l'utilisation, en tant que métal d'apport, d'au moins un alliage tel que défini cidessus. Sous un autre aspect, l'invention a pour objet un métal d'apport pour brasage, composé de fragments ou avantageusement d'une poudre essentiellement constitués d'alliage ternaire Ag-Cu-Al ayant une composition pondérale comprise entre le triangle du diagramme ternaire défini par les trois points de coordonnées : Ag 91 - Cu 2 - Al 7 Ag 54 - Cu 2 - Al 44, et Ag 54 - Cu 39 - Al 7. Sous un autre aspect encore, l'invention a pour objet un mé tal d'apport pour brasage, composé de fragments ou d'une poudre essentiellement constitués d'un alliage tel que ci-dessus défini, et qui comprend en outre, dans une proportion n'excédant pas environ 7 % en poids de l'alliage ternaire susdit, au moins un autre élément choisi parmi Ti, Zr, Hf, V, Nb, Cr, Mo, Mn, Fe, Co, Ni, Pd, Au, In et Sn. Pour une mise en oeuvre industrielle, il est conseillé d'enrober ces fragments ou cette poudre dans un liant classique. L'invention est décrite plus en détail ci-après et illustrée concrètement, en référence aux dessins annexés, qui ne la limitent aucunement et dans lesquels Fig. 1 est un diagramme ternaire schématique sur lequel on a fait apparaître le triangle ayant pour sommets les trois points répondant aux coordonnées susdites; Fig. 2 représente les schémas en coupe et en vue de dessus d'une éprouvette de brasage; Figs. 3a et 3b représentent respectivement, en coupe transversale et en vue de dessus, d'une part les éléments constitutifs d'une éprouvette Blanchet utilisée pour l'essai de mouillabilité, et d'autre part l'ensemble monté constituant une telle éprouvette Blanchet; Fig. 4 représente, en coupes longitudinales, des éprouvettes d'essais mécaniques qui ont servi à tester des brasures conformes à l'invention. Le métal de base avec lequel les expériences de brasage ont été effectuées est l'alliage de titane UTA6V4 (répondant à la composition chimique, nominale et pondérale respectivement : Al 5,5 6,75 %, V 3,5 - 4,5 %), à l'état recuit, brut de livraison. Sa structure (O(,) est équi-axe. Ses caractéristiques minimales garanties sont - limite élastique Re = 830 MPa - charge de rupture Rm = 900 MPa - allongement à la rupture A % = 10 Les éprouvettes de brasage, d'essai de mouillabilité Blanchet et d'essais mécaniques correspondaient respectivement aux sché mas des figures 2, 3a, 3b et 4. Le métal d'apport conforme à l'invention a été élaboré au four à arc, conformément au mode opératoire qui est illustré sur un exemple ci-après; mais il est clair que tout autre procédé connu pourrait également convenir; en particulier, l'élaboration du métal d'apport peut etre effectuée au four à induction et ce dernier procédé, qui a été expérimenté au cours des présents travaux, a donné des résultats équivalents à ceux obtenus par élaboration au four à arc. Pour une élaboration du métal d'apport au four à arc, on a effectué la fusion des alliages dans un creuset en cuivre, refroidi par une circulation d'eau, en atmosphère d'argon, en respectant les conditions opératoires suivantes - on a introduit dans le creuset une charge n'excédant pas 10 g des métaux constitutifs de l'alliage; - on a procédé à trois pompages prìmaires de 15 minutes environ chacun, en intercalant deux balayages d'argon; - on a cassé le vide et ramené la pression à 0,3 atmosphère, par introduction d'argon; - on a amorcé l'arc et on a fondu un piège en titane (tension : 15 V; intensité : 300 A; temps de maintien : 15 s) et ensuite la charge susdite (50 V, 200 A), en déplaçant l'arc au-dessus du lingot afin de favoriser l'homogénéisation.On a maintenu la charge à l'état fondu durant 30 secondes; - après retournement du lingot, on a effectué une deuxième fusion, puis une troisième, dans des conditions semblables; - toutes les 5 élaborations d'alliage, comme indiqué ci-dessus, on décapait la sole du four à arc avec de l'acide nitrique concentré. On a ainsi élaboré 16 alliages, répondant à la définition selon l'invention et dont la composition est indiquée, sous leurs numéros de référence respectifs, dans le tableau I ci-après. TABLEAU I. Composition des alliages réalisés (en % en poids) N0 de référence Ag Cu Al 500 75 5 20 500 a 75 10 15 500 b 80 5 15 501 70 10 . 20 501 a 70 5 25 502 70 15 15 503 65 10 25 503 a 65 5 30 504 65 15 20 505 65 20 15 506 60 10 30 507 60 15 25 508 60 20 20 510 55 15 30 511 55 20 25 512 55 25 20 Parmi ceux-ci, on préfère tout particulièrement l'alliage 503a, comme métal d'apport, pour brasage du titane et de ses alliages, ainsi qu'il ressortira des essais relatés plus loin. Pour illustrer les variantes de l'invention, on a également élaboré un métal d'apport comprenant, comme dopage, du manganèse. Cependant, dans ce cas, pour tenir compte de la grande affinité réciproque du manganèse et de l'aluminium, on a élaboré un alliage Ag-Cu-Mn en première fusion, afin d'obtenir un lingot homogène et on a ajouté l'aluminium lors de la deuxième fusion. On a aussi élaboré divers métaux d'apport intéressants en ajoutant à l'alliage 501a décrit ci-dessus respectivement 1 % de Ti, 2 % de Ti, 6 % de Mn, 6 % de Ni et 5 % de Pd, en pourcentage en poids. Un métal d'apport correspondant à l'alliage 503a dopé avec 0,5 % en poids de Mn a donné, après brasage tel que décrit plus loin, des résultats comparables à ceux obtenus avec un métal d'apport non dopé tel que défini selon l'invention. Pour caractériser les métaux d'apport, on a effectué leur analyse thermique, leur micrographie, leur radiocristallographie et leur microanalyse. Les réactifs utilisés pour les analyses micrographiques étaient les suivants - Réactif à base d'acide lactique, composé de 50 ml d'acide lactique, 0,5 ml d'acide fluorhydrique et 20 ml d'eau, - durée d'attaque : quelques secondes, - il permettait de révéler la zone de diffusion du côté du métal de base, la structure du joint et l'interface brasure-métal de base. - Réactif au cyanure de potassium, composé d'une solution 1 de cyanure de potassium à 10 % dans l'eau et d'une solution 2 au persulfate d'ammonium à 10 % dans l'eau - on a mélangé au moment de l'attaque 50 % de solution 1 avec 50 % de solution 2, - durée d'attaque : quelques dizaines de secondes, - il permettait de révéler la structure du métal d'apport et celle du joint brasé. Les coupes micrographiques effectuées sur les lingots bruts d'élaboration au four à arc ont montré, pour les alliages ayant subi l'attaque chimique appropriée, la présence - d'une phase primaire dendritique, hexagonale compacte, - d'une phase interdendritique, cubique à faces centrées, - d'un eutectique ternaire réparti de façon relativement hétérogène et dont la proportion était très minoritaire par rapport aux autres phases. Pour les deux alliages 501a et 503a, les proportions estimées de ces phases étaient respectivement métal d'apport phase primaire phase eutectique interdendritique 501a 80 % 15 % 5 % 503 a 55 % 40 % 5 % Les analyses thermiques différentielles ont été effectuées au refroidissement avec un étalon d'argent pur. Les essais ont été réalisés sous vide secondaire, avec des thermocouples chromel-alumel et une table d'enregistrement x.y. La vitesse de refroidissement était de 2500C par heure entre 700 et 4000C. Les essais d'analyse thermique effectués sur les deux alliages 501a et 503a ont montré que Pour l'alliage 501a, le début de la solidification se situe à 6020C, la solidification se poursuit de façon monotone jusqu' 500 C, où l'apparition d'un palier thermique caractérise la formation de l'eutectique ternaire. L'intervalle de fusion est assez important : 1000C environ. Pour l'alliage 503a, le début de solidification se situe à 560 C. A partir de 540 C, la solidification se poursuit par la formation d'une deuxième phase jusqu'à 500 C. A cette température, la solidification se termine par la formation de 1'eutectique ternaire. L'intervalle de fusion est moins étendu. D'autre part, une analyse chimique classique de ces deux alliages a donné le dosage global suivant (en % en poids) Alliage Ag Al Cu 501a 70,5 24,5 5 503a 64,8 30,1 5,1 La composition chimique des alliages n'était donc pas modifiée par l'élaboration. Afin de connaître également la répartition des éléments dans les différentes phases de ces métaux d'apport, on a, à titre illustratif, fait subir à l'alliage 503a une analyse qualitative à l'aide d'un analyseur à dispersion d'énergie (comprenant : détecteur solide à dispersion d'énergie au silicium dopé au Iithium, monté sur microscope à balayage; système d'amplification muni de fonctions de correction; analyseur multicanal, avec un convertisseur analogique-numérique et une mémoire; un oscilloscope pour visualiser le spectre obtenu; et un ordinateur pour le traitement des données, pourvu notamment d'un programme de correction de ZAF). La phase primaire est apparue riche en Ag par rapport à la phase interdendritique et à 1'eutectique. Par contre, la phase interdendritique était riche en Al, comparativement à la phase primaire et à 1'eutectique. Enfin, 1'eutectique s'est avéré être riche en cuivre, par rapport aux deux autres phases, et plus riche en aluminium que la phase primaire. Pour réaliser des brasages mettant en oeuvre ces métaux d'apport à l'échelle du laboratoire, on a utilisé un appareillage composé - d'un groupe de pompage comprenant - une pompe primaire à palettes d'un débit de 14,6 m3/h permettant d'obtenir dans l'installation une pression de l'ordre de 0,133 pascal, - une pompe secondaire à diffusion d'huile à trois étages. Sa puissance de chauffe était de 850 Watts. Elle était refroidie par une circulation d'eau. Le débit de pompage était de 500 l/s. Elle a permis d'obtenir dans l'installation une pression moyenne de 1,33.10 4 pascal. - d'un four de brasage comprenant - un moufle vertical de diamètre 55 mm et de longueur 330 mm en acier réfractaire et relié au groupe de pompage par l'intermédiaire d'un cube en duralumin, - un four tubulaire d'une puissance de chauffe de 5 kW, pouvant coulisser le long de deux glissières afin de dégager le moufle en dehors des opérations de brasage. La régulation au cours du brasage était automatisée par l'intermédiaire de deux températures de consigne. - la première commandait l'interruption du chauffage du four (préalablement porté à 8500C) lorsque les éprouvettes avaient atteint cette température de consigne égale à 6300C, la température de 7006C étant atteinte tangentiellement, - la deuxième déclenchait à 7000C le système de régulation du four à action proportionnelle. Pour réaliser les différents tests expérimentaux dont les résultats sont rapportés plus loin, on a utilisé des éprouvettes de brasage conformes à la figure 2 et ayant les dimensions respectives suivantes éprouvette dimensions (en mm) traction L1 = 35 fatigue X = cisaillement L1 = 17,1 L2 = 19,5 flextion trois points L1 = 30 L2 = 30 Pour toutes ces éprouvettes, 1 = 15 mm et 2 = 20 mm. Avant brasage, on a préparé les éprouvettes en leur faisant subir, à température ambiante, dans une cuve à ultrasons, le cycle suivant 1 - dégraissage à l'acétone pendant 3 minutes, 2 - dégraissage dans un mélange alcool-éther pendant 3 minutes, 3 - avantageusement, décapage chimique durant 1 minute, à température ambiante, dans une solution composée de 20 % en poids d'acide nitrique, 2 % en poids d'acide fluorhydrique et 78 % en poids d'eau, 4 - double rinçage dans de l'eau permutée, et 5 - séchage à l'air comprimé filtré. En ce qui concerne le métal d'apport mis en oeuvre selon 1'invention, sa relative fragilité exclut de le mettre en forme par laminage ou par filage. Dans la pratique, il est donc conseillé d'utiliser le métal d'apport sous forme de poudre, qu'il est avanta geux d'incorporer au moment de l'opération dans un liant apte à ê- tre évacué convenablement lors du brasage. Comme liant approprié à cet usage, on peut citer le produit commercialisé sous la dénomination "Nicrobraz" par la Société Wall Colmonoy Ltd Glamorgan, G.B. Tout autre liant de brasage peut également convenir, pour autant qu'il s'évacue convenablement et ne donne lieu, au cours du brasage, à la formation d'aucun produit solide sur la surface du métal ou de l'alliage à braser. Pour effectuer le brasage proprement dit, on a disposé les éprouvettes sur un montage porte-échantillon convenable et on a placé à la périphérie de ces éprouvettes, sur 3 côtés, du métal d'apport selon l'invention. L'alliage débouchait sur le quatrième côté et pouvait ainsi drainer d'éventuelles particules d'oxyde entraînées par le métal liquide, et évacuer les gaz emprisonnés dans le joint. L'essentiel de la peau d'oxyde du métal d'apport demeurait à l'emplacement initial des grains d'alliage. Après avoir introduit le porte-échantillon dans l'enceinte de travail, on a, pour chacune des éprouvettes concernées, effectué un brasage classique, en bout, selon les méthodes connues de l'homme de l'art. A titre d'exemple non limitatif, on indique ciaprès les conditions précises dans lesquelles on a effectué les brasages des éprouvettes expérimentales. - pompage primaire pendant 5 minutes, pour obtenir un vide meilleur que 0,133 pascal, - pompage secondaire, pendant 1 heure 30 environ, pour obte nir un vide meilleur que l,33.10 4 pascal, - positionnement du four, préalablement chauffé à 8500C, en position haute autour de l'enceinte de travail, et interruption du chauffage lorsque la température des pièces avait atteint 630 C, la montée ultérieure des pièces jusqu'à la température de brasage s'obtenant ensuite naturellement, - maintien des éprouvettes à la température de brasage avec une tolérance de + 30C pendant 15 minutes, - le cycle de brasage étant alors terminé, descente du four, le moufle se refroidissant alors à l'air libre et l'enceinte étant maintenue sous vide secondaire jusqu'à ce qu'elle ne fat plus qu'à 1000C. Le cycle thermique qu'il convient de respecter pour une opération de brasage est connu de l'homme de l'art (voir notamment les Thèses de J. Chevalier et de J.P. Brochot citées plus haut). Lors des expériences effectuées, la température de brasage était atteinte en 20 minutes et la durée du refroidissement était de 1 heure. De préférence, on a cependant eu soin de prendre les précautions suivantes, afin de limiter la dispersion des caractéristiques mécaniques - l'enceinte du four de brasage était décontaminée par un chauffage systématique de 4 heures à 8000C, sous vide secondaire, après chaque série de 4 cycles de brasage; - on a placé une feuille de titane T 40 autour des éprouvettes; cette feuille, de par sa faible épaisseur (0,5 mm environ), montait plus rapidement en température que les éprouvettes. Elle pouvait donc piéger notamment les traces d'oxygène présentes dans l'enceinte de brasage et limiter ainsi la pollution des éprouvettes. Dans la pratique, quand on utilise une telle feuille comme guetteur, il est avantageux de la soumettre à la même préparation que celle mentionnée pour les éprouvettes, afin de rendre sa surface chimiquement plus réactive. Les alliages références 501, 501a, 503, 503a et 507 ont montré un angle de mouillabilité compris entre 10 et 500, aux tests de la goutte sessile. On a réalisé l'essai Blanchet de mouillabilité, compte-tenu du jeu maximum théorique et de la densité du métal d'apport, en déposant au centre de l'éprouvette conforme à la figure 3b 15 g de l'alliage considéré. On a fait subir à l'éprouvette un cycle de brasage (700 C durant 15 minutes) et, en fonction de la valeur du jeu et pour des conditions de brasage données, on a - noté la remontée du métal d'apport à partir d'examens radiographiques, - noté et localisé la présence éventuelle de soufflures et de retassures, et - étudié les réactions métallurgiques entre le métal d'apport et le métal de base. Le métal d'apport 501a remplissait mieux les jeux forts que l'alliage 501. De plus, ce dernier a montré une tendance à former plus de retassures que l'alliage 501a. L'alliage 503a remplissait encore mieux les jeux forts que l'alliage 501a, et ne produisait aucune retassure et aucun défaut de remplissage. Les essais mécaniques auxquels on a soumis les éprouvettes brasées sont des essais de traction, de flexion 3 points, de cisaillement et de fatigue, ainsi que des essais de vieillissement. Les éprouvettes respectivement utilisées pour ces essais étaient conformes à la figure 4. L'essai de traction à température ambiante a été effectué sur une machine Instron type TTBML avec une vitesse de mise en charge de 2 mm/minute. Pour l'essai de traction à chaud, on a utilisé la même machine, avec la meme vitesse de mise en charge, le chauffage de 1'éprouvette se faisant par l'intermédiaire d'un four Adamel, à 1'air. Un thermocouple chromel-alumel permettait de connaître la température du joint brasé auprès duquel il était placé. Afin d'homogénéiser la température dans toute ltéprouvette, on a maintenu celle-ci en température pendant 15 minutes avant l'essai de traction. Pour l'essai de flexion 3 points, on a mis l'éprouvette appropriée en charge, par l'intermédiaire d'un montage classique convenant pour cet essai, à la vitesse de 2 mm/minute, et on a noté l'effet amenant la rupture et l'angle de flexion éventuel. Pour l'essai de cisaillement, on a réalisé l'effort de cisaillement par simple compression d'un montage à guillotine conçu et décrit par J.P. Brochot (Thèse d'Ingénieur C.N.A.M. op. cité), avec une vitesse de mise en charge de 1 mm/minute. On a regroupé les résultats obtenus dans le tableau Il ciaprès. Pour l'essai de fatigue, on a utilisé une machine MTS hydraulique dont la capacité était de 5 tonnes, La localisation de la limite de fatigue était faite par la méthode de Locati, -basée sur l'hypothèse de Miner. Des essais complémentaires ont permis de situer la limite de fatigue à 200 MPa + 20 MPa. Pour les métaux d'apport 501a et 503a qui se sont révélés procurer les meilleurs résultats, on a cherché à optimiser les paramètres de brasage en effectuant des essais de traction en fonction - de la température de brasage, - - du temps de brasage, et - de la valeur du jeu. Le tableau III regroupe les valeurs de la charge de rupture en traction (exprimée en MPa) en fonction de ces trois paramètres. D'après les résultats d'essais de ce tableau, on a pu déterminer que les valeurs optimales des paramètres température et temps de brasage sont, pour un jeu de 50/um : - pour l'alliage 501a : température de brasage 7000C temps de brasage 15 minutes - pour l'alliage 503a : température de brasage 680 C temps de brasage 15 minutes ou température de brasage 7000C temps de brasage 5 minutes. En respectant ces conditions optimales, on a obtenu, pour des assemblages d'alliage TA6V brasés avec les métaux d'apport 501a et 503a respectivement, les caractéristiques de traction, de fle xion 3 points et de cisaillement indiquées dans le tableau IV. On voit que, dans l'essai de comportement en traction, le niveau moyen de la résistance à la traction du joint brasé atteignait 910 MPa pour l'alliage 501a et 883 MPa pour l'alliage 503a. Pour environ 20 7c des éprouvettes, la rupture était précédée d'une très légère déformation plastique, natérialisée par une légère courbure du diagramme effort-déformation. Dans l'essai de comportement en flexion, la charge moyenne de résistance à la flexion des joints brasés avec le métal d'apport 501a était de 1450 daN et celle des joints brasés avec le métal d'apport 503a était de 1350 daN. L'angle de pliage était pratiquement nul, ce qui révélait une absence de ductilité de la brasure. Dans l'essai de comportement en cisaillement, la contrainte moyenne de résistance au cisaillement était de 500 MPa pour les joints brasés avec le métal d'apport 501a et de 430 MPa pour les joints brasés avec le métal d'apport 503a. D'une façon générale, l'alliage 501a est légèrement plus performant que l'alliage 503a pour les conditions de brasage optimales qui leur sont respectivement propres. Les valeurs de résistance à la traction des joints brasés sont très proches de la limite élastique du métal de base, voire supérieures. Cela semble prouver que la résistance des joints est limitée par la déformation plastique du métal de base. En effet, dès que cette limite élastique est dépassée, il s'établit à l'interface une triaxialité et une concentration de contraintes qui amènent la rupture de la liaison. On a pu confirmer cela en effectuant des essais de traction sur des assemblages de titane T 40 réalisés selon la présente invention : la rupture s'est produite pour une contrainte moyenne de 350 MPa. D'autre part, l'alliage TAGV étant utilisé jusqutà 350 C, il était important de connaître l'évolution des propriétés mécaniques et structurales des joints brasés, dans la gamme de températures de 20 à 350 C. On a donc fait subir à des éprouvettes brasées, à titre illustratif, avec le métal d'apport 501a des vieillissements à 150, 250 ou 350 C, pour une durée comprise entre 4 et 24 heures, et on les a ensuite soumises aux essais de traction, de flexion 3 points et de cisaillement susdits. Les résultats obtenus figurent dans le tableau V. Il semble que le vieillissement dans la gamme de température et de temps considérée modifie peu la charge de rupture en traction et en flexion.On observe meme une moindre dispersion des résultats pour ce dernier mode de sollicitation. La résistance à la rupture en cisaillement parait légèrement abaissée pour des tem pératures égales ou supérieures à 2500C Des vieillissements à 250 et 359 C durant 24 heures, prati qués sur des éprouvettes brasées avec le métal d'apport 503dont ont donné des résultats comparables i ceu obtenus avec l'alliage 501a (voir également tableau V ci-après). Les métaux d'apport selon l'invention donnent des assemblages brasés en bout dont les caractéristiques mécaniques sont largement supérieures à celles qu'on pouvait obtenir avec - les brasures à "basse température" décrites dans la litt6- rature, - la brasure Ag-Cu-In (50-25-25). Cependant, les caractéristiques mécaniques des joints réalisés avec l'alliage 501a diminuent nettement lorsque les paramètres temps, température ou jeu sont légèrement modifies, ce qui constitue une gene pour une utilisation industrielle. Par contre, les caractéristiques des joints réalisés avec l'alliage 503a ne diminuent que modérément lorsque l'un de ces paramètres varie. Ce critère amène donc à préconiser plutôt ce dernier alliage, bien qu'il soit légèrement moins performant que l'alliage 58pua pour les conditions de brasage optimales. Les caractéristiques des brasures obtenues conformément à la présente invention, et en particulier avec l'alliage 503a, sont intéressantes pour les industries aéronautique et aérospatiale, ou tout autre secteur utilisant du titane et des alliages de titane. TABLEAU II Caractéristiques mécaniques de 5 alliages pour des conditions de brasage identiques (température de brasage : 700 C; tempe de maintien : 15 minutes, valeur du jeu initial : 50 microns), sans décapage chimique préalable des pièces à braser, Numéro de Résistance en traction Résistance en Effort de flexion l'alliage (MPa) cisaillement trois points (MPa) (daN) 890-640 - 640 - 690 501 770 - 590 - 680 - 710 480 - 500 1540 - 1600 moyenne : 710 #93 moyenne : 490 moyenne : 1470 880 - 780 - 470 - 820 510 - 480 1020 - 1440 - 1500 501a 860 - 780 - 830-920-750 1560 moyenne 780 # 132 moyenne : 500 moyenne : 1380#245 880 - 680 - 850 - 690 480 - 460 1000 - 1200 503 moyenne : 770 #104 moyenne : 470 moyenne : 1100 790 - 560 - 860 - 480 460 - 480 640 - 1800 - 1140 503a 590 moyenne:470 moyenne:1024#244 moyenne:640#173 790 - 630 - 830 - 820 420 - 390 1020-1000 - 700 507 970-1040 moyenne 760# 91 moyenne : 410 moyenne:946 # 140 TABLEAU III. Type Température de brasage Temps de brasage Valeur du jeu(*) en m d'alliage jeu 50 m; temps de brasage 15mn jeu 50 m; temps. de brasage 700 C 670 C 680 C 700 C 720 C 5 mn 15 mn 30 mn 20 50 70 100 200 300 650 950 360 270 950 180 510 950 550 150 110 980 200 340 980 220 210 980 270 140 130 200 690 920 250 920 250 360 920 410 110 750 270 750 230 750 350 250 220 200 250 260 501a 250#70 670#30 910#90 270#70 300#50 910#90 220#30 290#110 910#90 360#130 160#130 120#14 520 1000 880 290 990 880 270 850 850 430 800 680 620 800 680 650 790 800 760 690 690 900 1000 510 650 850 620 503a 475#63 900#140 780#104 450#230 890#130 780#110 460#270 780#125 883#104 630#125 (*)conditions de brasage : 501a : 700 C; 15 mn 503a : 680 C; 15 mn Influence des paramètres de brasage sur la charge de rupture en tract exprimée en MPa (les pièces à braser étaient préalablement et avantageusement décapées chimiquement avant l'opération de brasage) TABLEAU IV. traction flexion 3 points cisaillement Type Rm Moyenne écart Effort Moyenne écart Contrainte Moyenne écart d'alliage (MPa) type de fiexion type (MPa) type (daN) 950 1240 500 501 a 980 910 90 1320 1450 210 500 500 10 920 1680 490 750 1580 800 1700 440 503 a 1000 883 104 1260 1350 248 400 430 26 850 1300 430 1140 TABLEAU v - Influence du vieillissement sur les caractéristiques mécaniques des points brasés Type d'alliage Conditions Contrainte de rupture Effort de rupture Contrainte de de à la traction (x) en flexion (x) cisaillement (x) vieillisse- (MPa) (daN) (MPa) ment 150 C 980 # 140 1260# 263 490#10 24 h 250 C 850#129 1280#260 460#10 10h 501 a 250 C 900 # 89 1410#207 460#10 24h 350 C 840#14 1377#194 460 24h 350 C 980#20 1500#134 420#60 24h 250 C 930#36 913#320 447#35 503 a 24h 350 C 920#46 913#380 420#35 24h (x) Moyenne de plusieurs essais. REVENDICATIONS 1. Procédé pour la réalisation d'assemblages de pièces en titane ou en alliages de titane par brasage à une température d'environ 700 C, caractérisé en ce qu il comprend l'utilisation, en tant que métal d'apport, d'au moins un alliage ternaire Ag-Cu-Al dont la composition pondérale est comprise dans le triangle du diagramme ternaire défini par les trois points de coordonnées Ag 91 - Cu 2 - Al 7, Ag 54 - Cu 2 - Al 44, et Ag 54 - Cu 39 - Al 7. 2. Procédé selon la revendication 1, caractérisé en ce qu'on le met en oeuvre de manière à réaliser un brasage en bout et avec un jeu d'environ 20 à 70/um, et avantageusement d'environ 50/um, entre les pièces à assembler. 3. Procédé selon l'une des revendications 1 ou 2, caractérisé en ce que les alliages mis en oeuvre en tant que métal d'apport comprennent, dans une proportion n'excédant pas environ 7 % en poids de l'alliage ternaire susdit, au moins un autre élément choisi parmi Ti, Zr, Hf, V, Nb, Cr, Mo, Mn, Fe, Co, Ni, Pd, Au, In et Sn. 4. Métal d'apport pour brasage, caractérisé en ce qu'il est composé de fragments ou d'une poudre essentiellement constitués d'alliage ternaire Ag-Cu-Al ayant une composition pondérale comprise dans le triangle du diagramme ternaire défini par les trois points de coordonnées Ag 91 - Cu 2 - Al 7, Ag 54 - Cu 2 - AI 44, et Ag 54 - Cu 39 - Al 7. 5. Métal d'apport pour brasage selon la revendication 4, caractérisé en ce qu'il comprend, dans une proportion n excédant pas environ 7 % en poids de l'alliage ternaire susdit, au moins un autre élément choisi parmi Ti, Zr, Hf, V, Nb, Cr, Mo, Mn, Fe, Co, Ni, Pd, Au, In et Sn. 6. Métal d'apport pour brasage selon l'une des revendications 4 ou 5 caractérisé en ce que l'alliage ternaire est choisi parmi l'un au moins des alliages suivants Ag 80 - Cu 5 - A1 15 Ag 75 - Cu 5 - Al 20 Ag 75 - Cu 10 - Al 15 Ag 70 - Cu 5 - Al 25 Ag 70 - Cu 10 - Al 20 Ag 70 - Cu 15 - Al 15 Ag 65 - Cu 5 - Al 30 Ag 65 - Cu 10 - Al 25 Ag 65 - Cu 15 - Al 20 Ag 65 - Cu 20 - Al 15 Ag 60 - Cu 10 - Al 30 Ag 60 - Cu 15 - Al 25 Ag 60 - Cu 20 - Al 20 Ag 55 - Cu 15 - Al 30 Ag 55 - Cu 20 - Al 25 Ag 55 - Cu 25 - Al 20. 7. Métal d'apport pour brasage selon l'une quelconque des revendications 4 à 6, caractérisé en ce qu'il est composé d'une poudre d'alliage enrobée dans un liant classique. 8. Métal d'apport pour brasageselon l'une quelconque des revendications 4 à 5 et 7, caractérisé en ce que l'alliage ternaire est Ag 65 - Cu 5 - Al 30.