EP4482995A1 - Poudre d'alliage, procédé de fabrication d'une pièce à base de cet alliage et pièce ainsi obtenue - Google Patents

Poudre d'alliage, procédé de fabrication d'une pièce à base de cet alliage et pièce ainsi obtenue

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EP4482995A1
EP4482995A1 EP23708859.6A EP23708859A EP4482995A1 EP 4482995 A1 EP4482995 A1 EP 4482995A1 EP 23708859 A EP23708859 A EP 23708859A EP 4482995 A1 EP4482995 A1 EP 4482995A1
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EP
European Patent Office
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ppm
temperature
debinding
alloy
hours
Prior art date
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Pending
Application number
EP23708859.6A
Other languages
German (de)
English (en)
Inventor
Hugo Jean-Louis SISTACH
Sébastien Jean RICHARD
Cédric Pierre Jacques COLAS
Romaric Jean-Marie PIETTE
Jean-Claude Bihr
Clément GILLOT
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Safran Aircraft Engines SAS
Safran SA
Alliance Systems Inc
Original Assignee
Safran Aircraft Engines SAS
Safran SA
Alliance Systems Inc
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Publication date
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Pending legal-status Critical Current

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    • F05D2300/13—Refractory metals, i.e. Ti, V, Cr, Zr, Nb, Mo, Hf, Ta, W

Definitions

  • the invention relates to a nickel base alloy powder particularly intended for use in a metal injection molding manufacturing process.
  • the invention also relates to such a manufacturing process using this powder, as well as a part, in particular for aeronautics, manufactured by this process.
  • the exhaust gases generated by the combustion chamber can reach high temperatures, above 1200°C, or even 1600°C.
  • the parts of the turbojet, in contact with these exhaust gases, such as the turbine blades for example, must therefore be able to retain their mechanical properties at these high temperatures.
  • Superalloys typically nickel-based, are a family of high-strength metal alloys that can work at temperatures relatively close to their melting points (typically 0.7 to 0.9 times their melting temperatures).
  • René 77 intermetallic alloy from casting was used to manufacture certain turbine parts.
  • René 77 parts can work up to 1000°C while undergoing high fatigue, tensile and creep stresses. René 77 parts also have very good resistance to oxidation and corrosion up to 1100°C.
  • nickel-based alloys withstanding such high temperatures for example above 900° C.
  • metal powder injection molding (known under the English name of “MIM” for “Metal Injection Molding”). This method can be advantageously used for the manufacture of complex turbomachine parts with the desired dimensions.
  • Nickel-based Inconel 718 for example, is commonly used, but the part obtained cannot work above 650°C, which is too low a temperature for use in the combustion chamber or at the level of the turbine.
  • Hastelloy X is another available material that allows the manufacture of parts that can work up to 950°C. However, its mechanical properties are limited and it can only be used for very lightly loaded parts. There is therefore a need to solve the aforementioned problems.
  • An object of the invention is therefore to propose a solution making it possible to obtain complex parts, such as, for example, turbine nozzles, turbine blades with internal channels, retaining rings or sealed sectors, of controlled dimensions, made of an alloy material which has good tensile, fatigue, creep and oxidation/corrosion resistance up to a minimum of 1000°C and which, moreover, can be used in a MIM molding process .
  • Another object of the invention is to obtain parts for aeronautics having a good surface condition.
  • the invention proposes a nickel-based alloy powder, characterized in that it comprises, in mass percentages, 14.00 to 15.25% of chromium, 14.25 to 15.75% of cobalt, 4.00-4.60% aluminum, 0-0.50% iron, 0-0.15% manganese, 3.00-3.70% titanium, 3.90-4.50 % Molybdenum, 0-0.015% Sulfur, 0-0.06% Zirconium, 0.012-0.020% Boron, 0-0.20% Silicon, 0-0.10% Copper, 0-150 ppm carbon, 0 to 0.5 ppm bismuth, 0 to 5 ppm lead, 0 to 1000 ppm platinum, 0 to 1000 ppm palladium, 0 to 50 ppm hydrogen, 0 to 5 ppm silver, 0 to 120 ppm of nitrogen, 0 to 1000 ppm of rhenium, 0 to 410 ppm of oxygen and 0 to 500 ppm of unavoidable impurities, the remainder consisting of nickel,
  • this alloy powder The chemical composition and the particle size of this alloy powder are chosen so that said alloy powder can be used in a powder injection molding process and to obtain, at the end of the process, an alloy part having good resistance to traction, fatigue, creep and good resistance to corrosion and oxidation up to 1000°C.
  • the invention also proposes a process for manufacturing a part, in particular for aeronautics, characterized in that it comprises the following steps:
  • This process makes it possible to obtain, from the alloy powder described above, complex parts, with controlled dimensions and having a good surface finish.
  • This process also makes it possible to obtain parts with good tensile, fatigue and creep resistance and good resistance to corrosion and oxidation up to 1000°C, while being less massive than a part made in a nickel-based alloy.
  • the method further comprises a step of quenching the sintered part which consists of a heat treatment of the sintered part at a temperature between 1120°C and 1190°C, preferably a temperature between 1150°C and 1170°C for a period of between 1 hour and 3 hours, preferably for 2 hours at atmospheric pressure, this step being carried out after the sintering step,
  • the method further comprises a tempering heat treatment step which consists of a heat treatment of the sintered part at a temperature of between 720°C and 800°C, preferably a temperature of between 750°C and 770°C for a duration between 3h30 and 4h30, preferably for 4 hours, this step being carried out after the sintering step and after the optional quenching step,
  • the method further comprises a hot isostatic compacting step which consists of a heat treatment at a temperature between 1160 ° C and 1200 ° C, preferably a temperature of 1180 ° C, for 2 hours to 4 hours under a higher pressure at 100 MPa and less than 200 MPa, preferably a pressure of between 110 MPa and 130 MPa, this step being carried out after the sintering step and before any quenching and tempering heat treatment steps,
  • the method further comprises a step of high temperature heat treatment of the sintered part which consists of a heat treatment of the sintered part at a temperature between 1200°C and 1280°C, preferably a temperature between 1220°C and 1240° C. for a period of between 2 hours and 6 hours, preferably for five hours at atmospheric pressure, this step being carried out after the sintering step and after the optional hot isostatic compacting step, but before the optional steps of heat treatments,
  • the alloy volume loading rate of the alloy and plastic mixture granules is between 50% and 75% and the hot fluidity of said granules is between 60 cm 3 /10min and 85 cm 3 /10min at a temperature between 190°C and 230°C, and the injection temperature during the molding step is between 170°C and 200°C, the measurement of the hot fluidity being carried out according to standard ISO 1133-1 , - the diameter of the alloy and plastic mixture granules is between 1 mm and 5 mm,
  • the debinding step itself comprises two successive steps: a first step of primary debinding of a chemical nature of the raw part so as to obtain a partially debinded part, and a second step of thermal debinding of the partially debinded part for the obtaining a debinded part,
  • the primary debinding step is a catalytic debinding under nitrogen, in the presence of nitric acid vapors, for a period of between 2 and 10 hours, the flow rate of the nitric acid vapors being between 2 mL/min and 5 mL /min, the temperature being between 100 and 150 °C,
  • the primary debinding step is solvent debinding with demineralised water, with water stirring, the water temperature being between 20 and 100°C for a period of between 100 and 300 hours,
  • the thermal debinding step is carried out under argon at a pressure of between 200 mbar and 500 mbar by two successive temperature stages, the first temperature stage being between 450°C and 550°C for 150 to 300 minutes, the second temperature level being between 550°C and 650°C for 150 to 300 minutes,
  • the step of sintering the debinded part is carried out by applying a temperature of between 1260 and 1300°C for a period of between 4 and 8 hours under an argon atmosphere at a pressure of between 20 mbar and 50 mbar.
  • the invention finally relates to a nickel-based alloy part, in particular for aeronautics, characterized in that it is manufactured by the manufacturing process as described above.
  • the part comprises, in mass percentages, 14.00 to 15.25% chromium, 14.25 to 15.75% cobalt, 4.00 to 4.60% aluminum, 0 to 0.50% iron, 0-0.150% manganese, 3.00-3.70% titanium, 3.90-4.50% molybdenum, 0-0.015% sulfur, 0-0.060% zirconium, 0.012-0.020% boron, 0 to 0.20% silicon, 0 to 0.100% copper, 0 to 0.5 ppm bismuth, 0 to 5 ppm lead, 0 to 1000 ppm platinum, 0 to 1000 ppm palladium, 0 to 50 ppm hydrogen, 0-5 ppm silver, 0-200 ppm nitrogen, 0-1000 ppm rhenium, 250-900 ppm carbon, 0-500 ppm oxygen and 0-500 ppm unavoidable impurities the remainder being made up of nickel and in that it also has a microstructure having metallurgical grains of size between 00 ASTM and
  • the part is a turbine blade, a turbine nozzle, a retaining ring, a sealed sector or a trim part.
  • FIG. 1 shows an electron microscope view of a René 77 part from the foundry after a series of heat treatments.
  • FIG. 3A and 3B represent respectively two views under an optical microscope, at two different scales, of a part obtained at the end of the sintering step of the manufacturing process according to the invention.
  • FIGS. 4A and 4B show two views under an optical microscope, at two different scales, of a part obtained at the end of the hot isostatic compacting (CIC) step of the manufacturing method in accordance with the invention, said hot isostatic compacting step having been carried out after the sintering step.
  • CIC hot isostatic compacting
  • FIGS. 5A and 5B show two views under an optical microscope, at two different scales, of a part obtained at the end of the high temperature heat treatment step of the manufacturing method according to the invention, said step of high temperature heat treatment having been carried out after the hot isostatic compaction (CIC) step.
  • CIC hot isostatic compaction
  • the René 77 alloy from foundry comprises, in mass percentage, between 0.05% and 0.09% carbon, between 14.25% and 15.75% cobalt, between 14.00% and 15.25% chromium, between 4.00% and 4.60% aluminium, between 3.90% and 4.50% molybdenum, between 3.00% and 3.70% titanium, less than 0.50% iron, between 0.012% and 0.020% boron, between 0 and 0.06% zirconium, between 0 and 0.15% manganese, between 0 and 0.20% silicon, between 0 and 0.10% copper , between 0 and 0.015% sulfur, less than 0.5 ppm bismuth, less than 5 ppm silver, less than 5 ppm lead, less than 25 ppm nitrogen, less than 1000 ppm platinum, less than 1000 ppm of rhenium and less than 1000 ppm of palladium, the remainder being constituted by nickel which is the base of the alloy and the inevitable impurities.
  • the microstructure of René 77 from foundry has metallurgical grains whose size is less than or equal to 00 ASTM.
  • Figure 1 is a representation of such a René 77 foundry microstructure in which the grains measure 00 ASTM. At the bottom left of Figure 1, one can distinguish in darker gray one of said metallurgical grains. The measurement of the size of the metallurgical grains is carried out according to the standard ASTM E112.
  • the René 77 intermetallic alloy has interesting mechanical and chemical properties for applications in the field of turbomachines.
  • the parts in René 77 foundry products retain good mechanical resistance in creep, fatigue and traction up to 1000°C, as well as good resistance to corrosion and oxidation up to 1100°C.
  • the limit stress leading to tensile rupture R m of René 77 castings is greater than 650 MPa.
  • the elastic limit with 0.2% residual plastic deformation of said parts Rpo,2 is reached for a stress greater than 500 MPa and the elongation at break is greater than 2%.
  • metal powder injection molding makes it possible to obtain parts of complex shape with an excellent surface finish and to finely control the dimensions of said parts.
  • Metal powder injection molding is also a process that is distinguished by its speed of implementation.
  • the invention relates to an alloy powder and to a process whose parameters have been chosen to obtain, from the alloy powder and at the end of the process, parts which advantageously combine the properties of a part of René 77 alloy and those of a part resulting from a metal powder injection molding process.
  • the MIM process is a process for molding parts by injection into a mold of a mixture of metal powder and plastic binder. The hold of the injected part is ensured by the plastic binder. The plastic binder is removed during subsequent steps, called debinding steps. The unbound part is fragile, because it is very porous. An additional sintering step is necessary during which the grains of metal powder are bonded together.
  • Nickel-type alloy powder usable in metal powder injection molding
  • a nickel-based metal alloy powder Disclosed is a nickel-based metal alloy powder.
  • the chemical composition and the particle size of the alloy powder were chosen in order to allow its use in a metal injection molding (MIM) process and to obtain, at the end of the process, an alloy part with nickel base whose chemical composition and mechanical properties are close to those of the René 77 foundry alloy.
  • MIM metal injection molding
  • the carbon, nitrogen and dioxygen levels given in the René 77 specification are relatively low with regard to the expected mechanical properties.
  • a high carbon content leads, for example, to the formation of carbides at the grain boundaries which block the growth and movement of said grains. The part is then less ductile and it may break during use. High levels of oxygen and nitrogen also cause a drop in the ductility of the part and rapid failure in fatigue and in tension.
  • the levels of the various elements of the alloy powder of the invention in particular the levels of nitrogen, oxygen and carbon, were therefore chosen accordingly.
  • the alloy powder in accordance with the invention comprises, in mass percentages, 14.00 to 15.25% chromium, 14.25 to 15.75% cobalt, 4.00 to 4.60% aluminum, 0-0.50% Iron, 0-0.15% Manganese, 3.00-3.70% Titanium, 3.90-4.50% Molybdenum, 0-0.015% Sulfur, 0-0 .06% zirconium, 0.012-0.020% boron, 0-0.20% silicon, 0-0.10% copper, 0-150 ppm carbon, 0-0.5 ppm bismuth, 0-5 ppm lead, 0-1000 ppm platinum, 0-1000 ppm palladium, 0-50 ppm hydrogen, 0-5 ppm silver, 0-120 ppm nitrogen, 0-1000 ppm rhenium, 0 to 410 ppm oxygen and 0 to 500 ppm unavoidable impurities, the remainder being nickel.
  • unavoidable impurities the elements which are not added intentionally in the composition of the powder and which are brought by other elements.
  • unavoidable impurities mention may be made, for example, of yttrium which may come from the crucibles used for the atomization of the powder.
  • the alloy powder in accordance with the invention comprises, in mass percentages, between 0 and 50 ppm of each element considered to constitute an unavoidable impurity.
  • the particle size of the powder was chosen so that the powder can be used in the manufacturing process described below, in particular during the injection and sintering steps.
  • the implementation of the powder injection molding process requires a control of the size of the powder grains to guarantee a good injection of the mixture of alloy powder and plastic binder into the mold of the part.
  • grains of alloy powder of small size induce a large interface of contact between the alloy powder and the plastic binder within the mixture of alloy powder and plastic binder and therefore significant friction during the injection of said mixture into the mold of the part.
  • grains of alloy powder that are too large in size are more difficult to carry off by the plastic binder during said injection and can therefore lead to an inhomogeneous injected part.
  • the particle size is important for obtaining good sintering, a step during which the grains will diffuse and bind to each other so as to eliminate their interfaces and thus lower their entropy. Fine powder will thus be more easily sinterable because by grouping together, the small grains of powder will reduce their interfaces and their surfaces more strongly, significantly lowering their entropy.
  • the size of the grains of the alloy powder of the invention has therefore been defined by a range of acceptable values for the grain sizes D10, D50 and D90 of said alloy powder.
  • the D10 grain size corresponds to 10% passing. In other words, 10% by number of the grains of the alloy powder have a diameter less than D10. Similarly, the D50 and D90 grain sizes correspond respectively to 50% and 90% passing.
  • the D10 particle size of the alloy powder in accordance with the invention is between 3 and 10 ⁇ m.
  • the D50 particle size is itself between 10 and 20 ⁇ m.
  • the D90 particle size is between 20 and 40 ⁇ m.
  • the values of the grain sizes D10, D50 and D90 were measured according to the ISO 13322-2 standard. This standard provides for measurement by laser diffraction.
  • the nickel-based alloy powder which is the subject of the invention can for example be obtained from the basic elements of the René 77 alloy, by a powder atomization process.
  • the atomization process provides the chemical composition and particle size of the alloy powder obtained. In addition, it ensures a good morphology of the powder, mostly spherical. Finally, it limits the risk of pollution.
  • the invention also relates to a process for manufacturing a part, in particular for aeronautics, which uses nickel-based alloy powder, defined above.
  • this process includes successive stages of mixing, granulation, injection molding, chemical debinding, thermal debinding, sintering and quenching.
  • the method may further comprise one or more additional heat treatment steps. These steps are described in more detail below with reference to Figure 2.
  • the nickel-based alloy powder 1 in accordance with the invention is mixed with at least one plastic binder 2, preferably two plastic binders.
  • This binder 2 is for example polyethylene (PE) or polyethylene glycol (PEG) or a mixture of the two.
  • the temperature is set at a value such that the plastic is pasty to allow good mixing. The temperature depends on the composition of the plastic, it is for example between 50°C and 150°C.
  • the titanium-based alloy powder 1 and the plastic binder 2 are mixed in proportions chosen so as to obtain, at the end of the granulation step E2 described below, alloy and plastic mixture pellets 3 exhibiting a hot fluidity guaranteeing effective injection of said granules 3 during molding step E3.
  • the mixture of alloy powder 1 and at least one plastic binder 2 preferably comprises, in volume percentage, between 50% and 75% of alloy powder 1 and between 50% and 25% of plastic binder 2, so that the mixture granules 3 have a hot fluidity of between 60 cm 3 /10min and 85 cm 3 /10min at a temperature of between 190°C and 230°C, the measurement of the hot fluidity being carried out according to the ISO 1133 standard -1.
  • step E2 of granulating the mixture of the alloy powder and the at least one plastic binder the mixture resulting from step E1 is passed through an extruder to obtain granules 3 of alloy and plastic mixture , known to those skilled in the art under the English name of “feedstock”.
  • the shape and size of the alloy and plastic mixture pellets 3 are fixed by the setting of the extruder.
  • the alloy and plastic mixture granules 3 are, for example, cylinders whose base diameter is preferably between 1 mm and 5 mm.
  • a third molding step E3 the granules 3 of alloy and plastic mixture are injected into the mold of the part to be manufactured, the injection temperature being between 170 and 200°C. Below 170°C, the mixture is too solid and it does not fit into the mould. Above 200°C, the mixture is too liquid, the alloy powder and the plastic binder separate and the alloy powder is not washed away. Other parameters, such as injection speed, injection pressure, dwell time after injection or injection time depend on the part to be injected.
  • a raw part 4 is obtained, also called a “green part”, which is a part of alloy powder and mixed plastic (alloy grains suspended in the plastic). Adjusting the molding parameters makes it possible to obtain a part without porosity. The plastic binder holds the part together.
  • E4 primary debinding is chemical debinding.
  • Primary debinding E4 makes it possible to obtain a partially debinded part 5.
  • This debinding can be either: debinding using an E4B solvent, or preferably catalytic E4A debinding. The latter has the advantage of being faster.
  • E4A catalytic debinding consists of vaporizing then burning the plastic binder by injecting acid vapors into an oven.
  • the catalytic debinding is carried out, for example, at a temperature of between 100° C. and 150° C. for 2 to 10 hours, under a nitrogen atmosphere, in the presence of nitric acid vapours, the nitric acid flow being comprised of preferably between 2 and 5 mL/min.
  • E4B debinding using a solvent consists of bathing the green part 4 in a bath of said solvent, so as to dissolve the plastic.
  • the E4B debinding is for example a water debinding, the green part 4 being immersed for 100 to 300 hours in a bath of demineralised water with stirring at a temperature of between 20 and 100° C., preferably of the order of 60°C.
  • the chemical debinding step E4 At the end of the chemical debinding step E4, the partially debinded part 5 is obtained, the chemical debinding having made it possible to remove more than 95% of the plastic binder.
  • the thermal debinding E5 is preferably carried out under an argon atmosphere at a pressure of between 200 mbar and 500 mbar by the successive application of two temperature stages to the partially debinded part 5.
  • a temperature between 450°C and 550°C for 150 minutes to 300 minutes.
  • a temperature of between 550° C. and 650° C. is applied for 150 minutes to 300 minutes.
  • a debinding part or "brown part” 6 is obtained, the thermal debinding having made it possible to remove the remaining plastic binder (that is to say the less than 5 remaining).
  • the debinded part 6 resulting from the primary E4 and thermal E5 debinding steps is a part of the same dimensions as the green part 4.
  • the debinded part 6 is very porous because the plastic binder has been removed, the density of the debinded part 6 is between 50% and 75% of the density of a René 77 alloy part from the foundry.
  • the debinded part 6 is very fragile because the plastic binder which held the part together has been removed.
  • the debinded part 6 is sintered.
  • the sintering consists in subjecting the debinded part 6 to a temperature close to the melting point of the powder of alloy so that the grains of powder bind together. During sintering, the part shrinks and its density increases.
  • the sintering is carried out in an oven, preferably at a temperature of between 1260 and 1300° C. for 4 hours to 6 hours under an argon atmosphere at a pressure of between 20 mbar and 50 mbar.
  • the thermal debinding step E5 and the sintering step E6 are carried out in the same oven, because the debinded part 6 is fragile.
  • a more compact sintered part 7 is obtained, the density of which is preferably greater than 95% of the density of a conventional foundry René 77 alloy.
  • the dimensions of the sintered part 7 are smaller than those of the debinded part or brown part 6. A reduction in size of between 14 and 18% is typically observed.
  • the sintered nickel-base alloy part 7 comprises, in mass percentages, 14.00 to 15.25% chromium, 14.25 to 15.75% cobalt, 4.00 to 4.60% aluminum, 0 0.50% iron, 0-0.150% manganese, 3.00-3.70% titanium, 3.90-4.50% molybdenum, 0-0.015% sulfur, 0-0.060% zirconium , 0.012 to 0.020% boron, 0 to 0.20% silicon, 0 to 0.100% copper, 0 to 0.5 ppm bismuth, 0 to 5 ppm lead, 0 to 1000 ppm platinum, 0 to 1000 ppm palladium, 0-50 ppm hydrogen, 0-5 ppm silver, 0-200 ppm nitrogen, 0-1000 ppm rhenium, 250-900 ppm carbon, 0-500 ppm oxygen and 0 to 500 ppm of unavoidable impurities, the remainder consisting of nickel.
  • the sintered part made of nickel-based alloy 7 comprises,
  • the chemical composition of the sintered part 7 is very close to that of the initial alloy powder. Only the carbon, oxygen and nitrogen levels increase significantly during the MIM process.
  • the alloy powder 1 comprises 250 ppm of oxygen, 20 ppm of nitrogen and 700 ppm of carbon
  • the sintered part 7 obtained at the end of the process in accordance with the invention from the Alloy powder 1 comprises 270 ppm oxygen, 100 ppm nitrogen and 1100 ppm carbon.
  • the additional elements carbon, oxygen and nitrogen are residues of the plastic binder which has impregnated the metallic material.
  • excessively high levels of said elements can have a negative impact on the mechanical properties of the alloy part resulting from the MIM process.
  • the alloy powder 1 must have much lower levels of carbon, oxygen and nitrogen. to those of the René 77 in question.
  • FIGS. 3A and 3B are reported two views under an optical microscope, at two different scales, of a sintered part 7 obtained at the end of the sintering step of the method in accordance with the invention.
  • FIG. 3A and in FIG. 3B recorded after chemical etching aimed at improving the phase contrast, a microstructure characteristic of a nickel-based alloy is observed.
  • the metallurgical grains, which appear as gray areas whose contrast varies from grain to grain, are bonded and the material is relatively dense.
  • the material also includes porosity residues (see small round and black spots) which can affect the mechanical properties of the final part. Heat treatments, for example hot isostatic compacting, can be implemented to remove said porosity residues.
  • the size of the metallurgical grains within the sintered part 7 is relatively small, it is between 5 ASTM and 9 ASTM.
  • the measurement of metallurgical grains is carried out according to the ASTM E112 standard.
  • the grain size of the microstructure in Figures 3A and 3B is 6 ASTM.
  • a part composed of small metallurgical grains has good fatigue resistance, but poor creep resistance.
  • a high temperature heat treatment can be implemented to increase the size of the metallurgical grains of said part. The conditions of said treatment are chosen to guarantee fatigue, creep and tensile properties in accordance with the intended application.
  • a step E7 of hot isostatic compacting of the sintered part 7 in order to fill in the residual porosities, in particular if the density of the sintered part is less than 95% of the density of the René 77 foundry alloy.
  • the hot isostatic compacting step E7 makes it possible to increase the density of part 7 resulting from sintering to 100% of the density of foundry René 77 and to improve the mechanical properties of said part.
  • the hot isostatic compaction step E7 makes it possible to reduce the dimensional dispersion of parts resulting from the metal powder injection molding process.
  • high pressure and high temperature are jointly applied under an inert atmosphere.
  • a temperature of between 1160° C. and 1200° C., preferably a temperature of 1180° C., and a pressure greater than 100 MPa and less than 200 MPa, preferably between 110 MPa and 130 MPa are applied for 2 hours at 4 hours under an inert atmosphere, for example a helium atmosphere or under vacuum, preferably an argon atmosphere.
  • FIGS. 4A and 4B are two views under an optical microscope, at two different scales, of a part obtained at the end of steps E6 and E7 of the process according to the invention.
  • Step E7 of hot isostatic compacting therefore made it possible to fill in the last porosities and to obtain a completely healthy material.
  • High temperature heat treatment It is optionally possible to implement a step E8 of high temperature heat treatment of the sintered part. If a hot isostatic compacting step E7 is implemented, the high temperature heat treatment step E8 is preferably carried out after said step E7.
  • E8 high temperature heat treatment involves heating the part to a temperature high enough to cause the metallurgical grains to grow. Indeed, under the action of temperature, the grains will group together so as to limit their interface and thus lower their potential energy. The grouping of the initial metallurgical grains results in larger metallurgical grains. Temperature is a kinetic factor: the application of a high temperature makes it possible to increase the speed of grain groupings.
  • the high temperature heat treatment step E8 is advantageously implemented for the manufacture of parts which will be subjected to high creep stresses such as, for example, turbine blades and turbine nozzles. Indeed, the larger the metallurgical grains, the easier the sliding between said grains under the effect of creep stresses and therefore the better the resistance of the part to said stresses.
  • the high temperature heat treatment step E8 preferably comprises the application of a temperature of between 1200°C and 1280°C, more preferably at a temperature of between 1220°C and 1240°C for a time of between 2 hours and 6 hours, more preferably for 5 hours at atmospheric pressure, under an inert atmosphere, for example an argon atmosphere.
  • FIGS. 5A and 5B are two views under an optical microscope, at two different scales, of a part obtained at the end of steps E6, E7 then E8 of the process in accordance with the invention. If the microstructure in FIGS. 5A and 5B is compared with that, in FIGS.
  • the size of the grains has actually increased during of step E8 of high temperature heat treatment.
  • the grain size of the microstructure shown in Figures 4A and 4B is 2 ASTM.
  • step E8 makes it possible to improve the creep resistance of the part, while guaranteeing said part good fatigue and tensile strength.
  • a quenching heat treatment step E9 is implemented.
  • the quenching heat treatment consists in heating the part to a solution temperature of the good alloying elements that constitute the nickel long enough to allow the re-dissolving of said elements and their diffusion in the crystalline solid. The part is then cooled relatively quickly so that said good alloying elements re-precipitate. This step makes it possible to obtain a part with the expected mechanical and chemical properties.
  • the quenching heat treatment step E9 is preferably carried out at a temperature of between 1120°C and 1190°C, more preferably at a temperature of between 1150°C and 1170°C for a period of between 1 hour and 3 hours. , more preferably for 2 hours.
  • the part is finally cooled at an average rate of between 47°C/hour and 67°C/hour until it reaches a temperature of between 1070°C and 1090°C, preferably a temperature of 1080°C, then at a speed average greater than or equal to 16°C/min.
  • an inert atmosphere is maintained, for example an argon atmosphere, at atmospheric pressure, or said step is carried out under vacuum.
  • a tempering heat treatment step E10 is implemented. During the E10 tempering heat treatment, certain alloying elements precipitate at the grain boundaries. The E10 tempering heat treatment makes it possible to obtain the expected mechanical properties for the manufactured alloy part. The E10 treatment makes it possible in particular to improve the tensile strength of said manufactured part.
  • the tempering heat treatment step E10 comprises the application of a temperature comprised between 720°C and 800°C, preferentially comprised between 750°C and 770°C for a duration comprised between 3h30 and 4h30, preferentially a duration of 4 hours in air. For example, under such conditions of execution of the E10 tempering heat treatment, a 20% improvement in the stress resistance can be observed.
  • the invention also relates to parts obtained from the manufacturing process using the alloy powder 1 in accordance with the invention.
  • Said parts are nickel-based alloy parts comprising in particular, in mass percentages, between 250 ppm and 900 ppm of carbon, less than 200 ppm of nitrogen and less than 500 ppm of oxygen, the chemical compositions being measured by elemental analysis , for example by inductively coupled plasma spectrometry.
  • FIG. 1 which represents a part made of René 77 from the foundry, it can be seen, as stated previously, that the latter has a microstructure with grains of size 00 ASTM.
  • the size of the metallurgical grains of a René 77 alloy part from a foundry is less than or equal to 00 ASTM, the size of the metallurgical grains of a part obtained from the manufacturing process using alloy powder 1 conforming to the invention is between 00 ASTM and 9 ASTM.
  • said grain size is 6 ASTM.
  • the part obtained at the end of the high temperature heat treatment step E8 of FIGS. 5A and 5B it is 2 ASTM.
  • the parts obtained from the manufacturing process using the alloy powder in accordance with the invention therefore have a microstructure with metallurgical grains smaller than the grains within the foundry René 77 alloy, which gives them better tensile and fatigue strength than a René 77 casting.
  • R m the value of the limit stress leading to rupture in tension
  • R m , Rpo,2 the value of the stress at which the elastic limit is reached with 0.2% of residual plastic deformation
  • A% the value of the elongation at break.
  • the gain in fatigue is of the order of 20%.
  • the values R m , Rpo,2 and A% of a part manufactured according to the process using the alloy powder 1 in accordance with the invention, said process further comprising an E8 tape as previously described, is of the order 15% compared to a René 77 casting.
  • the gain in fatigue is in this case of the order of 10%.
  • the invention finds particular application in the manufacture of parts for aeronautics, such as for example turbine blades, including blades with internal channels, turbine nozzles, retaining rings, sealed sectors or trim parts which are subjected to high tensile, fatigue and creep stresses, which must resist corrosion and oxidation, and which are used at high temperatures above 1000°C.
  • parts for aeronautics such as for example turbine blades, including blades with internal channels, turbine nozzles, retaining rings, sealed sectors or trim parts which are subjected to high tensile, fatigue and creep stresses, which must resist corrosion and oxidation, and which are used at high temperatures above 1000°C.

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Abstract

L'invention concerne une poudre d'alliage à base de nickel, qui comprend en pourcentages massiques, 14,00 à 15,25 % de chrome, 14,25 à 15,75 % de cobalt, 4,00 à 4,60 % d'aluminium, 0 à 0,50 % de fer, 0 à 0,15 % de manganèse, 3,00 à 3,70 % de titane, 3,90 à 4,50 % de molybdène, 0 à 0,015 % de soufre, 0 à 0,06 % de zirconium, 0,012 à 0,020 % de bore, 0 à 0,20 % de silicium, 0 à 0,10 % de cuivre, 0 à 150 ppm de carbone, 0 à 0,5 ppm de bismuth, 0 à 5 ppm de plomb, 0 à 1000 ppm de platine, 0 à 1000 ppm de palladium, 0 à 50 ppm d'hydrogène, 0 à 5 ppm d'argent, 0 à 120 ppm d'azote, 0 à 1000 ppm de rhénium, 0 à 410 ppm d'oxygène et 0 à 500 ppm d'impuretés inévitables,, le reste étant constitué par du nickel, et qui présente une granulométrie D10 comprise entre 3 et 10 μm, une granulométrie D90 comprise entre 20 et 40 μm et une granulométrie D50 comprise entre 10 et 20 μm, les valeurs des granulométries D10, D50 et D90 ayant été mesurées par diffraction laser selon la norme ISO 13322-2. L'invention concerne également un procédé de fabrication d'une pièce utilisant cette poudre et une pièce ainsi obtenue.

Description

Poudre d’alliage, procédé de fabrication d’une pièce à base de cet alliage et pièce ainsi obtenue.
DOMAINE TECHNIQUE
L’invention concerne une poudre d’alliage à base de nickel particulièrement destinée à être utilisée dans un procédé de fabrication par moulage par injection de métal.
L’invention concerne également un tel procédé de fabrication utilisant cette poudre, ainsi qu’une pièce, notamment pour l’aéronautique fabriquée par ce procédé.
ETAT DE LA TECHNIQUE
Dans un turboréacteur, les gaz d’échappement générés par la chambre de combustion peuvent atteindre des températures élevées, supérieure à 1200°C, voire 1600°C. Les pièces du turboréacteur, en contact avec ces gaz d’échappement, telles que les aubes de turbine par exemple, doivent ainsi être capables de conserver leurs propriétés mécaniques à ces températures élevées.
A cet effet, il est connu de fabriquer certaines pièces du turboréacteur en « superalliage». Les superalliages, typiquement à base de nickel, constituent une famille d’alliages métalliques à haute résistance pouvant travailler à des températures relativement proches de leurs points de fusion (typiquement 0,7 à 0,9 fois leurs températures de fusion).
L’alliage intermétallique René 77 issu de fonderie a été utilisé pour la fabrication de certaines pièces de turbine. En effet, les pièces en René 77 peuvent travailler jusqu’à 1000 °C en subissant de fortes contraintes en fatigue, en traction et en fluage. Les pièces en René 77 présentent également une très bonne tenue à l’oxydation et à la corrosion jusqu’à 1100 °C.
Toutefois, les alliages à base nickel tenant à des températures aussi élevées, par exemple supérieures à 900 °C, sont souvent des matériaux réfractaires qui ont une forte tendance à la fissuration.
On connaît également d’après l’état de la technique, le moulage par injection de poudre métallique, (connu sous la dénomination anglaise de « MIM » pour « Metal Injection Molding »). Ce procédé peut être avantageusement utilisé pour la fabrication de pièces de turbomachine complexes au dimensionnel souhaité.
Plusieurs matériaux sont disponibles commercialement pour la fabrication de pièces de turbomachine par le procédé MIM.
L’Inconel 718 à base Nickel, par exemple, est couramment utilisé, mais la pièce obtenue ne peut pas travailler au-delà de 650 °C ce qui est une température trop faible pour une utilisation dans la chambre de combustion ou au niveau de la turbine.
L’Hastelloy X est un autre matériau disponible qui permet la fabrication de pièces pouvant travailler jusqu’à 950 °C. Toutefois, ses propriétés mécaniques sont limitées et il ne peut être utilisé que pour des pièces très peu chargées. Il existe donc un besoin de résoudre les problèmes précités.
BREVE DESCRIPTION DE L’INVENTION
Un but de l’invention est donc de proposer une solution permettant d’obtenir des pièces complexes, telles que, par exemple, les distributeurs de turbine, les aubes de turbine avec des canaux internes, les anneaux de retenue ou les secteurs étanches, de dimensionnel contrôlé, réalisées en un matériau d’alliage qui ait une bonne tenue en traction, en fatigue, en fluage et en oxydation/corrosion jusqu’à 1000 °C minimum et, qui de plus, puisse être utilisé dans un procédé de moulage MIM.
Un autre but de l’invention est d’obtenir des pièces pour l’aéronautique présentant un bon état de surface.
A cet effet, l’invention propose une poudre d’alliage à base de nickel, caractérisée en ce qu’elle comprend, en pourcentages massiques, 14,00 à 15,25 % de chrome, 14,25 à 15,75 % de cobalt, 4,00 à 4,60 % d’aluminium, 0 à 0,50 % de fer, 0 à 0,15 % de manganèse, 3,00 à 3,70 % de titane, 3,90 à 4,50 % de molybdène, 0 à 0,015 % de soufre, 0 à 0,06 % de zirconium, 0,012 à 0,020 % de bore, 0 à 0,20 % de silicium, 0 à 0,10 % de cuivre, 0 à 150 ppm de carbone, 0 à 0,5 ppm de bismuth, 0 à 5 ppm de plomb, 0 à 1000 ppm de platine, 0 à 1000 ppm de palladium, 0 à 50 ppm d’hydrogène, 0 à 5 ppm d’argent, 0 à 120 ppm d’azote, 0 à 1000 ppm de rhénium, 0 à 410 ppm d’oxygène et 0 à 500 ppm d’impuretés inévitables, le reste étant constitué par du nickel, et en ce qu’elle présente:
- une granulométrie D10 comprise entre 3 et 10 pm,
- une granulométrie D90 comprise entre 20 et 40 pm et,
- une granulométrie D50 comprise entre 10 et 20 pm, les valeurs des granulométries D10, D50 et D90 ayant été mesurées par diffraction laser selon la norme ISO 13322-2.
La composition chimique et la granulométrie de cette poudre d’alliage sont choisies pour que ladite poudre d’alliage puisse être utilisée dans un procédé de moulage par injection de poudre et pour obtenir, à l’issu du procédé, une pièce d’alliage ayant une bonne tenue en traction, en fatigue, en fluage et une bonne résistance à la corrosion et à l’oxydation jusqu’à 1000 °C.
L’invention propose également un procédé de fabrication d’une pièce, notamment pour l’aéronautique, caractérisé en ce qu’il comprend les étapes suivantes :
- une étape de mélange de la poudre d’alliage à base de nickel telles que décrite ci-dessus avec au moins un liant plastique,
- une étape de granulation de ce mélange, de façon à obtenir des granulés de mélange d’alliage et de plastique
- une étape de moulage par injection des granulés de mélange dans un moule, pour l’obtention d’une pièce crue, - une étape de déliantage pour l’obtention d’une pièce déliantée,
- une étape de frittage de la pièce déliantée pour obtenir une pièce frittée.
Ce procédé permet d’obtenir, à partir de la poudre d’alliage décrite ci-dessus, des pièces complexes, de dimensionnel contrôlé et présentant un bon état de surface.
Ce procédé permet également d’obtenir des pièces ayant une bonne tenue en traction, en fatigue, en fluage et une bonne résistance à la corrosion et à l’oxydation jusqu’à 1000 °C, tout en étant moins massives qu’une pièce réalisée dans un alliage à base nickel.
Selon d'autres caractéristiques avantageuses et non limitatives de l'invention, prises seules ou en combinaison :
- le procédé comprend en outre une étape de trempe de la pièce frittée qui consiste en un traitement thermique de la pièce frittée à une température comprise entre 1120 °C et 1190 °C, préférentiellement une température comprise entre 1150 °C et 1170 °C pendant une durée comprise entre 1 heure et 3 heures, préférentiellement pendant 2 heures à pression atmosphérique, cette étape étant réalisée après l’étape de frittage,
- le procédé comprend en outre une étape de traitement thermique de revenu qui consiste en un traitement thermique de la pièce frittée à une température comprise entre 720 °C et 800 °C, préférentiellement une température comprise entre 750 °C et 770 °C pendant une durée comprise entre 3h30 et 4h30,, préférentiellement pendant 4 heures, cette étape étant réalisée après l’étape de frittage et après l’étape optionnelle de trempe,
- le procédé comprend en outre une étape de compactage isostatique à chaud qui consiste en un traitement thermique à une température comprise entre 1160 °C et 1200 °C, préférentiellement une température de 1180 °C , pendant 2 heures à 4 heures sous une pression supérieure à 100 MPa et inférieure à 200 MPa, préférentiellement une pression comprise entre 110 MPa et 130 MPa, cette étape étant réalisée après l’étape de frittage et avant les éventuelles étapes de trempe et de traitement thermique de revenu,
- le procédé comprend en outre une étape de traitement thermique à haute température de la pièce frittée qui consiste en un traitement thermique de la pièce frittée à une température comprise entre 1200 °C et 1280 °C, préférentiellement une température comprise entre 1220°C et 1240°C pendant une durée comprise entre 2 heures et 6 heures, préférentiellement pendant cinq heures à pression atmosphérique, cette étape étant réalisée après l’étape de frittage et après l’étape éventuelle de compactage isostatique à chaud, mais avant les étapes optionnelles de traitements thermiques,
- le taux de charge volumique en alliage des granulés de mélange d’alliage et de plastique est compris entre 50 % et 75 % et la fluidité à chaud desdits granulés est comprise entre 60 cm3/10min et 85 cm3/10min à une température comprise entre 190 °C et 230 °C, et la température d’injection lors de l’étape de moulage est comprise entre 170°C et 200°C, la mesure de la fluidité à chaud étant effectuée selon la norme ISO 1133-1 , - le diamètre des granulés de mélange d’alliage et de plastique est compris entre 1 mm et 5 mm,
- l’étape de déliantage comporte elle-même deux étapes successives : une première étape de déliantage primaire de nature chimique de la pièce crue de façon à obtenir une pièce partiellement déliantée, et une deuxième étape de déliantage thermique de la pièce partiellement déliantée pour l’obtention d’une pièce déliantée,
- l’étape de déliantage primaire est un déliantage catalytique sous azote, en présence de vapeurs d’acide nitrique, pendant une durée comprise entre 2 et 10 heures, le débit des vapeurs d’acide nitrique étant compris entre 2mL/min et 5 mL/min, la température étant comprise entre 100 et 150 °C,
- l’étape de déliantage primaire est un déliantage par solvant à l’eau déminéralisée, sous agitation de l’eau, la température de l’eau étant comprise entre 20 et 100 °C pendant une durée comprise entre 100 et 300 h,
- l’étape de déliantage thermique est réalisée sous argon à une pression comprise entre 200 mbar et 500 mbar par deux paliers de température successifs, le premier palier de température étant compris entre 450°C et 550 °C pendant 150 à 300 minutes, le second pallier de température étant compris entre 550°C et 650° C pendant 150 à 300 minutes,
- l’étape de frittage de la pièce déliantée est réalisée par l’application d’une température comprise entre 1260 et 1300 °C pendant une durée comprise entre 4 et 8 heures sous une atmosphère d’argon à une pression comprise entre 20 mbar et 50 mbar.
L’invention concerne enfin une pièce en alliage à base nickel notamment pour l’aéronautique, caractérisée en ce qu’elle est fabriquée par le procédé de fabrication tel que décrit ci-dessus.
Selon d'autres caractéristiques avantageuses et non limitatives de l'invention, prises seules ou en combinaison :
- la pièce comprend, en pourcentages massiques, 14,00 à 15,25 % de chrome, 14,25 à 15,75 % de cobalt, 4,00 à 4,60 % d’aluminium, 0 à 0,50 % de fer, 0 à 0,150 % de manganèse, 3,00 à 3,70 % de titane, 3,90 à 4,50 % de molybdène, 0 à 0,015 % de soufre, 0 à 0,060 % de zirconium, 0,012 à 0,020 % de bore, 0 à 0,20 % de silicium, 0 à 0,100 % de cuivre, 0 à 0,5 ppm de bismuth, 0 à 5 ppm de plomb, 0 à 1000 ppm de platine, 0 à 1000 ppm de palladium, 0 à 50 ppm d’hydrogène, 0 à 5 ppm d’argent, 0 à 200 ppm d’azote, 0 à 1000 ppm de rhénium, 250 à 900 ppm de carbone, 0 à 500 ppm d’oxygène et 0 à 500 ppm d’impuretés inévitables le reste étant constitué par du nickel et en ce qu’elle présente en outre une microstructure présentant des grains métallurgiques de taille comprise entre 00 ASTM et 9 ASTM, la mesure de la taille des grains métallurgiques étant effectuée selon la norme ASTM E112,
- la pièce est une aube de turbine, un distributeur de turbine, un anneau de retenue, un secteur étanche ou une pièce d’habillage. BREVE DESCRIPTION DES FIGURES
D’autres caractéristiques et avantages de l’invention ressortiront de la description détaillée qui va suivre, en référence aux dessins annexés, sur lesquels :
- la figure 1 représente une vue au microscope électronique d’une pièce en René 77 issue de fonderie après une série de traitements thermiques.
- la figure 2 représente de manière schématique, les différentes étapes du procédé de fabrication conforme à l’invention.
- les figures 3A et 3B représentent respectivement, deux vues au microscope optique, à deux échelles différentes, d’une pièce obtenue à l’issue de l’étape de frittage du procédé de fabrication conforme à l’invention.
- les figures 4A et 4B représentent deux vues au microscope optique, à deux échelles différentes, d’une pièce obtenue à l’issue de l’étape de compactage isostatique à chaud (CIC) du procédé de fabrication conforme à l’invention, ladite étape de compactage isostatique à chaud ayant été réalisée après l’étape de frittage.
- les figures 5A et 5B représentent deux vues au microscope optique, à deux échelles différentes, d’une pièce obtenue à l’issue de l’étape de traitement thermique à haute température du procédé de fabrication conforme à l’invention, ladite étape de traitement thermique à haute température ayant été réalisée après l’étape de compactage isostatique à chaud (CIC).
DESCRIPTION DETAILLEE DE MODES DE REALISATION
L’alliage René 77 issu de fonderie comprend, en pourcentage massique, entre 0,05 % et 0,09 % de carbone, entre 14,25 % et 15,75 % de cobalt, entre 14,00 % et 15,25 % de chrome, entre 4,00 % et 4,60 % d’aluminium, entre 3,90 % et 4,50 % de molybdène, entre 3,00 % et 3,70 % de titane, moins de 0,50 % de fer, entre 0,012 % et 0,020 % de bore, entre 0 et 0,06 % de zirconium, entre 0 et 0,15 % de manganèse, entre 0 et 0,20 % de silicium, entre 0 et 0,10 % de cuivre, entre 0 et 0,015 % de soufre, moins de 0,5 ppm de bismuth, moins de 5 ppm d’argent, moins de 5 ppm de plomb, moins de 25 ppm de diazote, moins de 1000 ppm de platine, moins de 1000 ppm de rhénium et moins de 1000 ppm de palladium, le restant étant constitué par du nickel qui est la base de l’alliage et des impuretés inévitables.
La microstructure du René 77 issue de fonderie présente des grains métallurgiques dont la taille est inférieure ou égale à 00 ASTM. La Figure 1 est une représentation d’une telle microstructure de René 77 issue de fonderie au sein de laquelle les grains mesurent 00 ASTM. En bas à gauche de la Figure 1 , on peut distinguer en gris plus foncé un desdits grains métallurgiques. La mesure de la taille des grains métallurgiques est effectuée selon la norme ASTM E112.
L’alliage intermétallique René 77 présente des propriétés mécaniques et chimiques intéressantes pour des applications dans le domaine des turbomachines. En effet, les pièces en René 77 issues de fonderie gardent une bonne tenue mécanique en fluage, en fatigue et en traction jusqu’à 1000 °C, ainsi qu’une bonne résistance à la corrosion et à l’oxydation jusqu’à 1100 °C. A titre d’exemple, pour des températures inférieures à 800 °C, la contrainte limite entraînant la rupture en traction Rm des pièces en René 77 issues de fonderie est supérieure à 650 MPa. Sur la même gamme de température, la limite d’élasticité avec 0,2 % de déformation plastique résiduelle desdites pièces Rpo,2 est atteinte pour une contrainte supérieure à 500 MPa et l’allongement à la rupture est supérieure à 2 %.
D’autre part, le moulage par injection de poudre métallique permet d’obtenir des pièces de forme complexe avec un excellent état de surface et de contrôler finement les dimensions desdites pièces. Le moulage par injection de poudre métallique est en outre un procédé qui se distingue par sa rapidité de mise en oeuvre.
L’invention porte sur une poudre d’alliage et sur un procédé dont les paramètres ont été choisis pour obtenir, à partir de la poudre d’alliage et à l’issue du procédé, des pièces qui combinent avantageusement les propriétés d’une pièce d’alliage René 77 et celles d’une pièce issue d’un procédé de moulage par injection de poudre métallique.
Le procédé MIM est un procédé de moulage de pièces par injection dans un moule d’un mélange de poudre métallique et de liant plastique. La tenue de la pièce injectée est assurée par le liant plastique. Le liant plastique est retiré lors d’étapes ultérieures, dites étapes de déliantage. La pièce déliantée est fragile, car elle est très poreuse. Une étape supplémentaire de frittage est nécessaire au cours de laquelle on lie les grains de poudre métallique entre eux.
Poudre d’alliage de type Nickel utilisable en moulage par injection de poudre métallique
L’invention porte sur une poudre d’alliage métallique à base nickel. La composition chimique et la granulométrie de la poudre d’alliage ont été choisies afin de permettre son utilisation dans un procédé de moulage par injection de métal (MIM) et d’obtenir, à l’issu du procédé, une pièce d’alliage à base nickel dont la composition chimique et les propriétés mécaniques sont proches de celles de l’alliage René 77 de fonderie.
Composition chimique de la poudre
Même si le liant plastique est presque entièrement retiré lors des étapes de déliantage décrites ci-dessus, des résidus de ce liant plastique imprègnent le matériau métallique. Les taux d’azote, de dioxygène et de carbone sont plus importants dans la pièce moulée issue du procédé de moulage par injection de poudre que dans la poudre ayant été injectée au début du procédé.
Or, les taux de carbone, d’azote et de dioxygène donnés dans la spécification du René 77 sont relativement bas au regard des propriétés mécaniques attendues. Un taux de carbone élevé entraîne, par exemple, la formation de carbures au niveau des joints de grains qui bloquent le grossissement et le déplacement desdits grains. La pièce est alors moins ductile et elle risque de casser en cours d’utilisation. Des taux élevés de dioxygène et d’azote engendrent également une baisse de la ductilité de la pièce et une casse rapide en fatigue et en traction.
Les taux des différents éléments de la poudre d’alliage de l’invention, en particulier les taux d’azote, de dioxygène et de carbone, ont donc été choisis en conséquence.
La poudre d’alliage conforme à l’invention comprend, en pourcentages massiques, 14,00 à 15,25 % de chrome, 14,25 à 15,75 % de cobalt, 4,00 à 4,60 % d’aluminium, 0 à 0,50 % de fer, 0 à 0,15 % de manganèse, 3,00 à 3,70 % de titane, 3,90 à 4,50 % de molybdène, 0 à 0,015 % de soufre, 0 à 0,06 % de zirconium, 0,012 à 0,020 % de bore, 0 à 0,20 % de silicium, 0 à 0,10 % de cuivre, 0 à 150 ppm de carbone, 0 à 0,5 ppm de bismuth, 0 à 5 ppm de plomb, 0 à 1000 ppm de platine, 0 à 1000 ppm de palladium, 0 à 50 ppm d’hydrogène, 0 à 5 ppm d’argent, 0 à 120 ppm d’azote, 0 à 1000 ppm de rhénium, 0 à 410 ppm d’oxygène et 0 à 500 ppm d’impuretés inévitables, le reste étant constitué par du nickel.
On définit comme « impuretés inévitables », les éléments qui ne sont pas ajoutés de manière intentionnelle dans la composition de la poudre et qui sont apportés par d’autres éléments. A titre d’impuretés inévitables, on peut citer par exemple l’yttrium qui peut venir des creusets utilisés pour l’atomisation de la poudre.
La poudre d’alliage conforme à l’invention comprend, en pourcentages massiques, entre 0 et 50 ppm de chaque élément considéré comme constituant une impureté inévitable.
Granulométrie de la poudre
La granulométrie de la poudre a été choisie pour que la poudre puisse être utilisée dans le procédé de fabrication décrit ci-après, notamment lors des étapes d’injection et de frittage.
La mise en oeuvre du procédé de moulage par injection de poudre nécessite un contrôle de la taille des grains de poudre pour garantir une bonne injection du mélange de poudre d’alliage et de liant plastique dans le moule de la pièce. En effet, des grains de poudre d’alliage de faible dimension induisent une grande interface de contact entre la poudre d’alliage et le liant plastique au sein du mélange de poudre d’alliage et de liant plastique et donc des frottements importants lors de l’injection dudit mélange dans le moule de la pièce. A l’inverse, des grains de poudre d’alliage de taille trop importante sont plus difficilement emportés par le liant plastique au cours de ladite injection et peuvent donc conduire à une pièce injectée non homogène.
En outre, la granulométrie est importante pour obtenir un bon frittage, étape au cours de laquelle les grains vont diffuser et se lier les uns aux autres de sorte à supprimer leurs interfaces et ainsi abaisser leur entropie. De la poudre fine sera ainsi plus facilement frittable car en se regroupant, les petits grains de poudre réduiront plus fortement leurs interfaces et leurs surfaces, faisant baisser leur entropie de façon importante. La taille des grains de la poudre d’alliage de l’invention a donc été définie par une gamme de valeurs acceptables pour les granulométries D10, D50 et D90 de ladite poudre d’alliage.
La granulométrie D10 correspond à 10 % de passant. Autrement dit, 10 % en nombre des grains de la poudre d’alliage ont un diamètre inférieur à D10. De la même manière, les granulométries D50 et D90 correspondent respectivement à 50% et 90 % de passant.
La granulométrie D10 de la poudre d’alliage conforme à l’invention est comprise entre 3 et 10 pm. La granulométrie D50 est quant à elle comprise entre 10 et 20 pm. Enfin, la granulométrie D90 est comprise entre 20 et 40 pm.
Les valeurs des granulométries D10, D50 et D90 ont été mesurées selon la norme ISO 13322-2. Cette norme prévoit la mesure par diffraction laser.
Préparation de la poudre
La poudre d’alliage à base nickel qui fait l’objet de l’invention peut par exemple être obtenue à partir des éléments de base de l’alliage René 77, par un procédé d’atomisation de poudre. Le procédé d’atomisation permet de fournir la composition chimique et la granulométrie de la poudre d’alliage obtenue. En outre, il permet d’assurer une bonne morphologie de la poudre, majoritairement sphérique. Enfin, il permet de limiter les risques de pollution.
Procédé de moulage par injection de poudre métallique
L’invention porte également sur un procédé de fabrication d’une pièce notamment pour l’aéronautique, qui utilise la poudre d’alliage à base de nickel, définie ci-dessus.
D’une manière générale, ce procédé comprend des étapes successives de mélange, de granulation, de moulage par injection, de déliantage chimique, de déliantage thermique, de frittage et de trempe. De manière optionnelle, le procédé peut comprendre en outre une ou plusieurs étapes supplémentaires de traitements thermiques. Ces étapes sont décrites plus en détail ci-après en référence à la Figure 2.
Mélange.
Dans une première étape E1 de mélange, on mélange la poudre d’alliage à base de nickel 1 conforme à l’invention avec au moins un liant plastique 2, préférentiellement deux liants plastiques. Ce liant 2 est par exemple du polyéthylène (PE) ou du polyéthylène glycol (PEG) ou un mélange des deux. Lors de l’étape E1 de mélange, la température est fixée à une valeur telle que le plastique soit pâteux pour permettre un bon mélange. La température dépend de la composition du plastique, elle est par exemple comprise entre 50 °C et 150 °C. Durant l’étape de mélange E1 , la poudre d’alliage à base titane 1 et le liant plastique 2 sont mélangés dans des proportions choisies de sorte à obtenir, à l’issue de l’étape E2 de granulation décrite ci-dessous, des granulés de mélange d’alliage et de plastique 3 présentant une fluidité à chaud garantissant une injection efficace desdits granulés 3 lors de l’étape E3 de moulage. Le mélange de poudre d’alliage 1 et du au moins un liant plastique 2 comprend préférentiellement, en pourcentage volumique, entre 50 % et 75 % de poudre d’alliage 1 et entre 50 % et 25 % de liant plastique 2, de sorte que les granulés de mélange 3 présentent une fluidité à chaud comprise entre 60 cm3/10min et 85 cm3/10min à une température comprise entre 190 °C et 230 °C, la mesure de la fluidité à chaud étant effectuée selon la norme ISO 1133-1.
Granulation.
Dans une deuxième étape E2 de granulation du mélange de la poudre d’alliage et du au moins un liant plastique, on fait passer le mélange issu de l’étape E1 dans une extrudeuse pour obtenir des granulés 3 de mélange d’alliage et de plastique, connus de l’homme du métier sous l’appellation anglaise de « feedstock ». La forme et la taille des granulés de mélange d’alliage et de plastique 3 sont fixées par le paramétrage de l’extrudeuse. Les granulés de mélange d’alliage et de plastique 3 sont par exemple des cylindres dont le diamètre de la base est préférentiellement compris entre 1 mm et 5 mm.
Moulage.
Dans une troisième étape E3 de moulage, on injecte les granulés 3 de mélange d’alliage et de plastique dans le moule de la pièce à fabriquer, la température d’injection étant comprise entre 170 et 200 °C. En-dessous de 170°C, le mélange est trop solide et il ne rentre pas dans le moule. Au-dessus de 200°C, le mélange est trop liquide, la poudre d’alliage et le liant plastique se séparent et la poudre d’alliage n’est pas emportée. Les autres paramètres, tels que la vitesse d’injection, la pression d’injection, le temps de maintien après l’injection ou le temps d’injection dépendent de la pièce à injecter.
Suite à l’étape E3 de moulage, on obtient une pièce crue 4, également appelée « pièce verte », qui est une pièce de poudre d’alliage et de plastique mélangés (grains d’alliage en suspension dans le plastique). Le réglage des paramètres du moulage permet d’obtenir une pièce sans porosités. Le liant plastique assure la tenue de la pièce.
Déliantage.
Le « déliantage » permet de retirer le liant plastique de la pièce crue 4 obtenue précédemment.
On réalise successivement deux étapes de déliantage, l’un chimique, l’autre thermique.
Déliantage primaire.
Le déliantage primaire E4 est un déliantage de nature chimique. Le déliantage primaire E4 permet d’obtenir une pièce partiellement déliantée 5. Ce déliantage peut être au choix : un déliantage à l’aide d’un solvant E4B, ou préférentiellement un déliantage catalytique E4A. Ce dernier présente l’avantage d’être plus rapide.
Le déliantage catalytique E4A consiste à vaporiser puis brûler le liant plastique par l’injection de vapeurs d’acide dans un four.
Le déliantage catalytique est réalisé par exemple à une température comprise entre 100°C et 150 °C pendant 2 à 10 heures, sous une atmosphère d’azote, en présence de vapeurs d’acide nitrique, le flux d’acide nitrique étant compris de préférence entre 2 et 5 mL/min.
Le déliantage E4B à l’aide d’un solvant consiste à baigner la pièce crue 4 dans un bain dudit solvant, de façon à dissoudre le plastique.
Le déliantage E4B est par exemple un déliantage à l’eau, la pièce crue 4 étant immergée pendant 100 à 300 heures dans un bain d’eau déminéralisée sous agitation à une température comprise entre 20 et 100 °C, préférentiellement de l’ordre de 60 °C.
A l’issue de l’étape de déliantage chimique E4, on obtient la pièce partiellement déliantée 5, le déliantage chimique ayant permis d’enlever plus de 95 % du liant plastique.
Déliantage thermique.
Le déliantage thermique E5 est de préférence réalisé sous une atmosphère d’argon à une pression comprise entre 200 mbar et 500 mbar par l’application successive de deux paliers de température à la pièce partiellement déliantée 5. Au cours du premier pallier, on applique une température comprise entre 450 °C et 550 ° C pendant 150 minutes à 300 minutes. Au cours du second palier, on applique une température comprise entre 550 °C et 650 ° C pendant 150 minutes à 300 minutes.
A l’issue de l’étape de déliantage thermique (E5), on obtient une pièce déliantée ou « pièce brune » 6, le déliantage thermique ayant permis d’enlever le liant plastique restant (c’est-à-dire les moins de 5% restants).
La pièce déliantée 6 issue des étapes de déliantage primaire E4 et thermique E5 est une pièce de mêmes dimensions que la pièce crue 4. Toutefois, contrairement à la pièce crue 4, la pièce déliantée 6 est très poreuse car on a enlevé le liant plastique, la densité de la pièce déliantée 6 est comprise entre 50 % et 75 % de la densité d’une pièce d’alliage René 77 issue de fonderie. En outre, la pièce déliantée 6 est très fragile car le liant plastique qui assurait la tenue de la pièce a été retiré.
Frittage.
Au cours d’une étape E6, on réalise le frittage de la pièce déliantée 6. Le frittage consiste à soumettre la pièce déliantée 6 à une température proche du point de fusion de la poudre d’alliage de façon à ce que les grains de poudre se lient entre eux. Au cours du frittage, la pièce se rétracte et sa densité augmente.
Le frittage est mis en oeuvre dans un four, de préférence à une température comprise entre 1260 et 1300 °C pendant 4 heures à 6 heures sous atmosphère d’argon à une pression comprise entre 20 mbar et 50 mbar.
Préférentiellement, l’étape de déliantage thermique E5 et l’étape de frittage E6 sont réalisées dans un même four, car la pièce déliantée 6 est fragile.
A l’issue de l’étape de frittage E6, on obtient une pièce frittée plus compacte 7, dont la densité est préférentiellement supérieure à 95 % de la densité d’un alliage René 77 de fonderie classique. Les dimensions de la pièce frittée 7 sont inférieures à celles de la pièce déliantée ou pièce brune 6. On observe typiquement une diminution de taille comprise entre 14 et 18 %.
La pièce frittée en alliage à base nickel 7 comprend, en pourcentages massiques, 14,00 à 15,25 % de chrome, 14,25 à 15,75 % de cobalt, 4,00 à 4,60 % d’aluminium, 0 à 0,50 % de fer, 0 à 0,150 % de manganèse, 3,00 à 3,70 % de titane, 3,90 à 4,50 % de molybdène, 0 à 0,015 % de soufre, 0 à 0,060 % de zirconium, 0,012 à 0,020 % de bore, 0 à 0,20 % de silicium, 0 à 0,100 % de cuivre, 0 à 0,5 ppm de bismuth, 0 à 5 ppm de plomb, 0 à 1000 ppm de platine, 0 à 1000 ppm de palladium, 0 à 50 ppm d’hydrogène, 0 à 5 ppm d’argent, 0 à 200 ppm d’azote, 0 à 1000 ppm de rhénium, 250 à 900 ppm de carbone, 0 à 500 ppm d’oxygène et 0 à 500 ppm d’impuretés inévitables, le reste étant constitué par du nickel. En particulier, la pièce frittée en alliage à base nickel 7 comprend, en pourcentages massiques, entre 0 et 50 ppm de chaque élément considéré comme constituant une impureté inévitable.
La composition chimique de la pièce frittée 7 est très proche de celle de la poudre d’alliage initiale. Seuls les taux de carbone, de dioxygène et d’azote augmentent significativement au cours du procédé MIM. A titre d’exemple, si la poudre d’alliage 1 comprend 250 ppm de dioxygène, 20 ppm d’azote et 700 ppm de carbone, la pièce frittée 7 obtenue à l’issue du procédé conforme à l’invention à partir de la poudre d’alliage 1 comprend 270 ppm de dioxygène, 100 ppm d’azote et 1100 ppm de carbone.
Les éléments carbone, oxygène et azote supplémentaires sont des résidus du liant plastique qui a imprégné le matériau métallique. Or, des taux trop importants desdits éléments peuvent avoir un impact négatif sur les propriétés mécaniques de la pièce d’alliage issue du procédé MIM.. La poudre d’alliage 1 doit présenter des taux de carbone, de dioxygène et d’azote très inférieurs à ceux du René 77 visé.
Sur les figures 3A et 3B sont rapportées deux vues au microscope optique, à deux échelles différentes, d’une pièce frittée 7 obtenue à l’issue de l’étape de frittage du procédé conforme à l’invention. Sur la figure 3A et sur la figure 3B enregistrée après attaque chimique visant à améliorer le contraste des phases, on observe, une microstructure caractéristique d’un alliage à base nickel. Les grains métallurgiques, qui apparaissent sous la forme de zones grises dont le contraste varie d’un grain à l’autre, sont liés et le matériau est relativement dense. Toutefois, le matériau comprend également des résidus de porosité (voir les petites tâches rondes et noires) qui peuvent nuire aux propriétés mécaniques de la pièce finale. Des traitements thermiques, par exemple un compactage isostatique à chaud, peuvent être mis en oeuvre pour éliminer lesdits résidus de porosité.
En outre, la taille des grains métallurgiques au sein de la pièce frittée 7 est relativement petite, elle est comprise entre 5 ASTM et 9 ASTM. La mesure des grains métallurgique est effectuée selon la norme ASTM E112. A titre d’exemple, la taille des grains de la microstructure sur les figures 3A et 3B est de 6 ASTM. Une pièce composée de grains métallurgiques de petite taille présente une bonne résistance en fatigue, mais une mauvaise résistance en fluage. En fonction de l’application visée pour la pièce fabriquée, un traitement thermique à haute température peut être mis en oeuvre pour augmenter la taille des grains métallurgiques de ladite pièce. Les conditions dudit traitement sont choisies pour garantir des propriétés en fatigue, en fluage et en traction conformes à l’application visée.
Compactage isostatique à chaud.
On peut optionnellement mettre en oeuvre une étape E7 de compactage isostatique à chaud de la pièce frittée 7 afin de reboucher les porosités résiduelles, notamment si la densité de la pièce frittée est inférieure à 95 % de la densité de l’alliage René 77 de fonderie. L’étape de compactage isostatique à chaud E7 permet d’augmenter la densité de la pièce 7 issue du frittage jusqu’à 100 % de la densité du René 77 de fonderie et d’améliorer les propriétés mécaniques de ladite pièce. En outre, l’étape de compactage isostatique à chaud E7 permet de réduire la dispersion dimensionnelle des pièces issues du procédé de moulage par injection de poudre métallique.
Au cours de l’étape E7 de compactage isostatique à chaud, on applique conjointement une pression et une température élevées sous une atmosphère inerte. On applique par exemple une température comprise entre 1160 °C et 1200 °C, préférentiellement une température de 1180 °C, et une pression supérieure à 100 MPa et inférieure à 200 MPa, préférentiellement comprise entre 110 MPa et 130 MPa pendant 2 heures à 4 heures sous une atmosphère inerte, par exemple une atmosphère d’hélium ou sous vide, préférentiellement une atmosphère d’argon.
Les figures 4A et 4B sont deux vues au microscope optique, à deux échelles différentes, d’une pièce obtenue à l’issue des étapes E6 et E7 du procédé conforme à l’invention. On reconnait la microstructure de l’alliage de nickel, mais on ne distingue plus de taches. L’étape E7 de compactage isostatique à chaud a donc permis de reboucher les dernières porosités et d’obtenir un matériau complètement sain.
Traitement thermique à haute température On peut optionnellement mettre en œuvre une étape E8 de traitement thermique à haute température de la pièce frittée. Si on met en œuvre une étape E7 de compactage isostatique à chaud, l’étape E8 de traitement thermique à haute température est préférentiellement réalisée après ladite étape E7.
Le traitement thermique à haute température E8 consiste à chauffer la pièce à une température suffisamment élevée pour faire grossir les grains métallurgiques. En effet, sous l’action de la température, les grains vont se regrouper de sorte à limiter leur interface et ainsi abaisser leur énergie potentielle. Le regroupement des grains métallurgiques initiaux aboutit à des grains métallurgiques plus gros. La température est un facteur cinétique : l’application d’une haute température permet d’augmenter la vitesse des regroupements de grains.
L’étape E8 de traitement thermique à haute température est avantageusement mise en œuvre pour la fabrication de pièces qui seront soumises à de fortes contraintes en fluage telles que, par exemple, les aubes de turbines et les distributeurs de turbines. En effet, plus les grains métallurgiques sont gros, plus le glissement entre lesdits grains sous l’effet des contraintes en fluage est facilité et donc meilleure est la résistance de la pièce auxdites contraintes.
L’étape E8 de traitement thermique à haute température comprend préférentiellement l’application d’une température comprise entre 1200 °C et 1280 °C, de préférence encore à une température comprise entre 1220 °C et 1240 °C pendant une durée comprise entre 2 heures et 6 heures, de préférence encore pendant 5 heures à pression atmosphérique, sous une atmosphère inerte, par exemple une atmosphère d’argon.
Suite à la réalisation de ladite étape E8 dans les conditions ainsi décrites, la taille des grains métallurgiques est comprise entre 00 ASTM et 5 ASTM, en moyenne elle est de 2 ASTM. Comme mentionné précédemment, la taille des grains était comprise entre 5 ASTM et 9 ASTM à l’issue de l’étape E6 de frittage. La taille des grains a donc augmenté. Les figures 5A et 5B sont deux vues au microscope optique, à deux échelles différentes, d’une pièce obtenue à l’issue des étapes E6, E7 puis E8 du procédé conforme à l’invention. Si on compare la microstructure sur les Figures 5A et 5B à celle, sur les Figures 4A et 4B, de la pièce après l’étape E7 et avant l’étape E8 dudit procédé, on constate que la taille des grains a effectivement augmenté au cours de l’étape E8 de traitement thermique à haute température. A titre d’exemple, la taille des grains de la microstructure représentée sur les Figures 4A et 4B est de 2 ASTM.
L’augmentation de la taille des grains lors de la réalisation de l’étape E8 permet d’améliorer la résistance de la pièce en fluage, tout en garantissant à ladite pièce une bonne résistance en fatigue et en traction.
Trempe. En outre, on met en oeuvre une étape E9 de traitement thermique de trempe. Le traitement thermique de trempe consiste à chauffer la pièce à une température de mise en solution des bons éléments d’alliage que constituent le nickel suffisamment longtemps pour permettre la remise en solution desdits éléments et leur diffusion dans le solide cristallin. La pièce est ensuite refroidie relativement rapidement afin que lesdits bons éléments d’alliage reprécipitent. Cette étape permet d’obtenir une pièce avec les propriétés mécaniques et chimiques attendues.
L’étape de traitement thermique de trempe E9 est menée préférentiellement à une température comprise entre 1120 °C et 1190 °C, de préférence encore à une température comprise entre 1150 °C et 1170 °C pendant une durée comprise entre 1 heure et 3 heures, de préférence encore pendant 2 heures. La pièce est finalement refroidie à une vitesse moyenne comprise entre 47 °C /heure et 67 °C /heure jusqu’à atteindre une température comprise entre 1070 °C et 1090 °C, préférentiellement une température de 1080 °C, puis à une vitesse moyenne supérieure ou égale à 16°C/min. Durant toute l’étape de traitement thermique de trempe E9 qui comprend la chauffe puis le refroidissement de la pièce, on maintient une atmosphère inerte, par exemple une atmosphère d’argon, à pression atmosphérique, ou on réalise ladite étape sous vide.
Traitement thermique de revenu
Enfin, on met en oeuvre une étape E10 de traitement thermique de revenu. Lors du traitement thermique de revenu E10, certains éléments d’alliage précipitent aux joints de grains. Le traitement thermique de revenu E10 permet d’obtenir les propriétés mécaniques attendues pour la pièce d’alliage fabriquée. Le traitement E10 permet notamment d’améliorer la résistance en traction de ladite pièce fabriquée.
L’étape de traitement thermique de revenu E10 comprend l’application d’une température comprise entre 720 °C et 800 °C, préférentiellement comprise entre 750 °C et 770 °C pendant une durée comprise entre 3h30 et 4h30, préférentiellement une durée de 4 heures sous air. A titre d’exemple, dans de telles conditions d’exécution du traitement thermique de revenu E10, on peut observer une amélioration de 20 % de la résistance en contrainte.
Pièces obtenues par le procédé
L’invention porte également sur des pièces obtenues à partir du procédé de fabrication utilisant la poudre d’alliage 1 conforme à l’invention.
Lesdites pièces sont des pièces d’alliage à base nickel comprenant notamment, en pourcentages massiques, entre 250 ppm et 900 ppm de carbone, moins de 200 ppm d’azote et moins de 500 ppm de dioxygène, les compositions chimiques étant mesurées par analyse élémentaire, par exemple par spectrométrie à plasma à couplage inductif. Sur la figure 1 qui représente une pièce réalisée en René 77 issue de fonderie, on peut voir, comme énoncé précédemment, que celle-ci présente une microstructure avec des grains de taille 00 ASTM. Si la taille des grains métallurgiques d’une pièce d’alliage René 77 issue de fonderie est inférieure ou égale à 00 ASTM, la taille des grains métallurgiques d’une pièce obtenue à partir du procédé de fabrication utilisant la poudre d’alliage 1 conforme à l’invention est comprise entre 00 ASTM et 9 ASTM. Par exemple, pour la pièce obtenue à l’issue de l’étape de frittage E6 et dont la microstructure est visible sur les Figures 3A et 3B, ladite taille de grains est de 6 ASTM. Pour la pièce obtenue à l’issue de l’étape de traitement thermique à haute température E8 des Figures 5A et 5B, elle est de 2 ASTM. Les pièces obtenues à partir du procédé de fabrication utilisant la poudre d’alliage conforme à l’invention présentent donc une microstructure avec des grains métallurgiques plus petits que les grains au sein de l’alliage René 77 de fonderie, ce qui leur apporte une meilleure résistance en traction et en fatigue qu’une pièce en René 77 issue de fonderie.
On appelle Rm la valeur de la contrainte limite entraînant la rupture en traction Rm, Rpo,2 la valeur de la contrainte à laquelle est atteinte la limite d’élasticité avec 0,2 % de déformation plastique résiduelle et A% la valeur de l’allongement à la rupture. Les valeurs Rm, Rpo,2 et A% d’une pièce fabriquée selon le procédé utilisant la poudre d’alliage 1 conforme à l’invention, ledit procédé comprenant les étapes E1 à E7 puis E9 et E10 telles que précédemment décrites, augmentent de l’ordre de 30 % par rapport aux valeurs Rm, Rpo,2 et A% d’une pièce en René 77 issue de fonderie. En outre, le gain en fatigue est de l’ordre 20 %.
Les valeurs Rm, Rpo,2 et A% d’une pièce fabriquée selon le procédé utilisant la poudre d’alliage 1 conforme à l’invention, ledit procédé comprenant en outre une tape E8 telle que précédemment décrite, est de l’ordre de 15 % par rapport à une pièce en René 77 issue de fonderie. Le gain en fatigue est dans ce cas de l’ordre 10 %.
L’invention trouve une application particulière dans la fabrication de pièces pour l’aéronautique, telles que par exemple des aubes de turbine, y compris des aubes avec des canaux internes, des distributeurs de turbine, des anneaux de retenue, des secteurs étanche ou des pièces d’habillage qui sont soumises à de fortes contraintes en traction, en fatigue et en fluage, qui doivent résister à la corrosion et à l’oxydation, et qui sont utilisées à des températures élevées supérieures à 1000°C.

Claims

REVENDICATIONS
1 . Poudre d’alliage (1 ) à base de nickel, caractérisée en ce qu’elle comprend, en pourcentages massiques, 14,00 à 15,25 % de chrome, 14,25 à 15,75 % de cobalt, 4,00 à 4,60 % d’aluminium, 0 à 0,50 % de fer, 0 à 0,15 % de manganèse, 3,00 à 3,70 % de titane, 3,90 à 4,50 % de molybdène, 0 à 0,015 % de soufre, 0 à 0,06 % de zirconium, 0,012 à 0,020 % de bore, 0 à 0,20 % de silicium, 0 à 0,10 % de cuivre, 0 à 150 ppm de carbone, 0 à 0,5 ppm de bismuth, 0 à 5 ppm de plomb, 0 à 1000 ppm de platine, 0 à 1000 ppm de palladium, 0 à 50 ppm d’hydrogène, 0 à 5 ppm d’argent, 0 à 120 ppm d’azote, 0 à 1000 ppm de rhénium, 0 à 410 ppm d’oxygène et 0 à 500 ppm d’impuretés inévitables, le reste étant constitué par du nickel, et en ce qu’elle présente:
- une granulométrie D10 comprise entre 3 et 10 pm,- une granulométrie D90 comprise entre 20 et 40 pm et,
- une granulométrie D50 comprise entre 10 et 20 pm, les valeurs des granulométries D10, D50 et D90 ayant été mesurées par diffraction laser selon la norme ISO 13322-2.
2. Procédé de fabrication d’une pièce, notamment pour l’aéronautique, caractérisé en ce qu’il comprend les étapes suivantes :
- une étape (E1 ) de mélange de la poudre d’alliage à base de nickel selon la revendication 1 avec au moins un liant plastique (2),
- une étape (E2) de granulation de ce mélange, de façon à obtenir des granulés (3) de mélange d’alliage et de plastique
- une étape (E3) de moulage par injection des granulés de mélange (3) dans un moule, pour l’obtention d’une pièce crue (4),
- une étape (E4A, E4B, E5) de déliantage pour l’obtention d’une pièce déliantée (6),
- une étape (E6) de frittage de la pièce déliantée pour obtenir une pièce frittée (7).
3. Procédé selon la revendication 2, caractérisé en ce qu’il comprend en outre une étape (E9) de trempe de la pièce frittée (7) qui consiste en un traitement thermique de la pièce frittée (7) à une température comprise entre 1120 °C et 1190 °C, préférentiellement une température comprise entre 1150 °C et 1170 °C pendant une durée comprise entre 1 heure et 3 heures, préférentiellement pendant 2 heures à pression atmosphérique, cette étape étant réalisée après l’étape de frittage (E6).
4. Procédé selon l’une quelconque des revendications 2 ou 3, caractérisé en ce qu’il comprend en outre une étape (E10) de traitement thermique de revenu qui consiste en un traitement thermique de la pièce frittée (7) à une température comprise entre 720 °C et 800 °C, préférentiellement une température comprise entre 750 °C et 770 °C pendant une durée comprise entre 3h30 et 4h30, préférentiellement une durée de 4 heures, cette étape étant réalisée après l’étape de frittage (E6) et après l’étape optionnelle (E9) de trempe.
5. Procédé selon l’une quelconque des revendications 2 à 4, caractérisé en ce qu’il comprend en outre une étape (E7) de compactage isostatique à chaud qui consiste en un traitement thermique à une température comprise entre 1160 °C et 1200 °C, préférentiellement une température de 1180 °C , pendant 2 heures à 4 heures sous une pression supérieure à 100 MPa et inférieure à 200 MPa, préférentiellement une pression comprise entre 110 MPa et 130 MPa, cette étape étant réalisée après l’étape (E6) de frittage et avant les éventuelles étapes de trempe (E9) et de traitement thermique de revenu (E10).
6. Procédé selon l’une quelconque des revendications 2 à 5, caractérisé en ce qu’il comprend en outre une étape (E8) de traitement thermique à haute température de la pièce frittée (7) qui consiste en un traitement thermique de la pièce frittée (7) à une température comprise entre 1200 °C et 1280 °C, préférentiellement une température comprise entre 1220°C et 1240°C pendant une durée comprise entre 2 heures et 6 heures, préférentiellement pendant cinq heures à pression atmosphérique, cette étape étant réalisée après l’étape (E6) de frittage et après l’étape éventuelle de compactage isostatique à chaud (E7), mais avant les étapes optionnelles de traitements thermiques (E9) et (E10).
7. Procédé selon l’une quelconque des revendications 2 à 6 caractérisé en ce que le taux de charge volumique en alliage des granulés de mélange d’alliage et de plastique (3) est compris entre 50 % et 75 % et la fluidité à chaud desdits granulés (3) est comprise entre 60 cm3/10min et 85 cm3/10min à une température comprise entre 190 °C et 230 °C, et en ce que la température d’injection lors de l’étape (E3) de moulage est comprise entre 170°C et 200°C, la mesure de la fluidité à chaud étant effectuée selon la norme ISO 1133-1.
8. Procédé selon l’une quelconque des revendications 2 à 7 caractérisé en ce que le diamètre des granulés de mélange d’alliage et de plastique est compris entre 1 mm et 5 mm.
9. Procédé selon l’une quelconque des revendications 2 à 8 caractérisé en ce que l’étape de déliantage (E4A, E4B, E5) comporte elle-même deux étapes successives : une première étape (E4A, E4B) de déliantage primaire de nature chimique de la pièce crue (4) de façon à obtenir une pièce partiellement déliantée (5), et une deuxième étape (E5) de déliantage thermique de la pièce partiellement déliantée (5) pour l’obtention d’une pièce déliantée,
10. Procédé selon la revendication 9, caractérisé en ce que l’étape de déliantage primaire est un déliantage catalytique (E4A) sous azote, en présence de vapeurs d’acide nitrique, pendant une durée comprise entre 2 et 10 heures, le débit des vapeurs d’acide nitrique étant compris entre 2mL/min et 5 mL/min, la température étant comprise entre 100 et 150 °C.
11 . Procédé selon la revendication 9, caractérisé en ce que l’étape de déliantage primaire est un déliantage par solvant à l’eau déminéralisée (E4B), sous agitation de l’eau, la température de l’eau étant comprise entre 20 et 100 °C pendant une durée comprise entre 100 et 300 h.
12. Procédé selon l’une quelconque des revendications 9 à 11 , caractérisé en ce que l’étape (E5) de déliantage thermique est réalisée sous argon à une pression comprise entre 200 mbar et 500 mbar par deux paliers de température successifs, le premier palier de température étant compris entre 450°C et 550 °C pendant 150 à 300 minutes, le second pallier de température étant compris entre 550°C et 650° C pendant 150 à 300 minutes.
13. Procédé selon l’une quelconque des revendications 2 à 12, caractérisé en ce que l’étape (E6) de frittage de la pièce déliantée est réalisée par l’application d’une température comprise entre 1260 et 1300 °C pendant une durée comprise entre 4 et 8 heures sous une atmosphère d’argon à une pression comprise entre 20 mbar et 50 mbar.
14. Pièce en alliage à base nickel, notamment pour l’aéronautique, caractérisée en ce qu’elle est fabriquée par le procédé de fabrication selon l’une quelconque des revendications 2 à 13.
15. Pièce selon la revendication 14, caractérisée en ce qu'elle comprend, en pourcentages massiques, 14,00 à 15,25 % de chrome, 14,25 à 15,75 % de cobalt, 4,00 à 4,60 % d’aluminium, 0 à 0,50 % de fer, 0 à 0,150 % de manganèse, 3,00 à 3,70 % de titane, 3,90 à 4,50 % de molybdène, 0 à 0,015 % de soufre, 0 à 0,060 % de zirconium, 0,012 à 0,020 % de bore, 0 à 0,20 % de silicium, 0 à 0,100 % de cuivre, 0 à 0,5 ppm de bismuth, 0 à 5 ppm de plomb, 0 à 1000 ppm de platine, 0 à 1000 ppm de palladium, 0 à 50 ppm d’hydrogène, 0 à 5 ppm d’argent, 0 à 200 ppm d’azote, 0 à 1000 ppm de rhénium, 250 à 900 ppm de carbone, 0 à 500 ppm d’oxygène et 0 à 500 ppm d’impuretés inévitables le reste étant constitué par du nickel et en ce qu’elle présente en outre une microstructure présentant des grains métallurgiques de taille comprise entre 00 ASTM et 9 ASTM, la mesure de la taille des grains métallurgiques étant effectuée selon la norme ASTM E112.
16. Pièce selon la revendication 14 ou 15, caractérisée en ce qu'elle est une aube de turbine, un distributeur de turbine, un anneau de retenue, un secteur étanche ou une pièce d’habillage.
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