DE TITANE

La présente invention concerne les traitements thermiques des alliages métallurgiques et, plus particulièrement, les traitements thermiques d'un alliage à base d'aluminure de titane (titanium-aluminide alloy en anglais).

Les aluminures de titane sont une classe d'alliages dont les compositions comprennent au moins du titane et de l'aluminium, et typiquement quelques éléments d'alliage supplémentaires.

Les aluminures de titane, et en particulier ceux de type gamma (gamma titanium-aluminide alloys en anglais), ont l'avantage d'une faible densité, d'une bonne résistance à la déformation cyclique à température basse et intermédiaire, et une bonne résistance à l'environnement. Ils trouvent une application dans les moteurs d'avion, en tant qu'aubes (de stator ou rotor) de turbine basse pression, supports de palier, carters de compresseur haute pression, et supports d'étanchéité pour turbine basse pression, notamment.

Les aluminures de titane, et en particulier ceux de type gamma, sont typiquement préparés par fusion, moulage, puis compression isostatique à chaud afin de réduire la porosité résultant de la coulée, suivi d'au moins un traitement thermique pour obtenir un bon compromis entre les propriétés mécaniques en traction, fatigue et fluage.

Pour obtenir une microstructure et un taux de porosité assurant de bonnes propriétés mécaniques, il a été proposé par le passé d'utiliser une combinaison d'une compression isostatique à chaud à température d'environ 1200°C, suivie d'un traitement thermique à plus haute température, soit environ 1300°C.

Malheureusement, ceci nécessitait un four spécialisé coûtant cher et pouvant ne pas être logistiquement disponible dans tous les cas.

Dans US 5609698, il a ultérieurement été proposé, pour pallier ce problème, de procéder comme suit: - obtenir de coulée un alliage aluminure de titane de type gamma ayant d'environ 45,0 à environ 48,5 pour cent atomique d'aluminium (dans la présente demande, toutes les compositions d'alliages sont présentes en atomes pour cent -at %-, sauf indication contraire),

- effectuer un prétraitement thermique (pre-HIP heat treatement) de cet alliage à une température comprise entre environ 1035°C (1900°F) et environ 1150°C (2100°F) pendant environ 5 à 50 heures,

- effectuer ensuite une compression isostatique à chaud (HIP) de l'alliage prétraité, à une température d'environ 1175°C (2150 °F) et à une pression d'environ 1000 à 1700x10 ⁵ Pa, pendant environ 3 à 5 heures,

- puis effectuer un post-traitement thermique de l'alliage comprimé (post-HIP heat treatement) à une température entre environ 1010°C (1850°F) et environ 1200°C (2200 °F), pendant environ 2 à 20 heures.

Les valeurs maximales de ces gammes de températures de traitements thermiques sont certes notablement en dessous de la température d'environ 1300°C (2375 °F) utilisée antérieurement.

Mais, cette exigence de contrôle strict des trois paramètres que sont une pression élevée (pression HIP ou CIC en français) une température élevée et une durée assez longue demeure très contraignante.

Or, il est apparu contre toute attente aux inventeurs que, pour faciliter la mise en œuvre de traitements thermiques d'un alliage à base d'aluminure de titane, et notamment d'aluminure de titane de type gamma, y compris dans le cadre de la fabrication d'une aube de turbine en un tel alliage, ce n'est pas tant (ou essentiellement) la température qu'il faut réduire en liaison avec une compression isostatique à chaud que la compression isostatique à chaud en elle-même qu'il faut reconsidérer, contrairement à ce qu'enseigne au moins US 5609698.

De fait, la qualité des produits finis à obtenir (telles des aubes de turbine de turbomachine pour aéronefs), et les contraintes imposées notamment par les techniques antérieures (coûts, matériels, précisions), ont amené ces inventeurs à oser s'exonérer des préjugés techniques ci-avant évoqués. Ils ont ainsi pu percevoir qu'il semblait raisonnable de pouvoir se dispenser d'une étape de compactage isostatique à chaud, dans certaines conditions.

Ils ont ainsi pu définir un procédé de traitement d'un alliage à base d'aluminure de titane, comprenant les étapes suivantes:

- réaliser un moulage par coulée centrifuge en moule permanent pour obtenir un produit semi-fini,

- puis traiter thermiquement le produit semi-fini,

- ceci à une pression inférieure à celle d'une compression isostatique à chaud (CIC), de préférence sensiblement égale à la pression atmosphérique, jusqu'à obtenir une microstructure de l'alliage comprenant des grains gamma et/ou des grains lamellaires (alpha2/gamma).

De manière comparable, ils ont défini un procédé de fabrication d'une pièce de turbomachine en alliage à base d'aluminure de titane comprenant les étapes suivantes:

- réaliser un moulage par coulée centrifuge en moule permanent pour obtenir un produit semi-fini de forme moins complexe que celle du produit fini,

- puis traiter thermiquement le produit semi-fini, sans compression isostatique à chaud,

- ceci à une pression inférieure à celle d'une compression isostatique à chaud (CIC), de préférence sensiblement égale à la pression atmosphérique, jusqu'à obtenir une microstructure comprenant des grains gamma et/ou des grains lamellaires (alpha2/gamma),

- puis, usiner, suivant la forme de ladite pièce, le produit semi-fini thermiquement traité.

Sur la base des éléments précédemment fournis, on aura compris que cette « pression inférieure à celle d'une compression isostatique à chaud » sera donc nécessairement inférieure à 1700x10 ⁵ Pa, et de préférence inférieure à 1000x10 ⁵ Pa.

En outre, et de fait il a pu être vérifié :

- que le moulage par coulée centrifuge en moule permanent permet de limiter notablement le nombre et la taille des porosités, si bien que les critères appliqués par exemple à une aube de turbine sont respectés à l'état brut de coulée,

- et que les formes de moule les plus simples sont les plus efficaces pour réduire le taux de porosités.

Ceci a d'ailleurs été constaté par plusieurs analyses (observation au microscope optique, ressuage, radio RX) sur du TiAI 48-2-2 obtenu dans un moule cylindrique: les quelques porosités observées n'excédaient pas quelques centaines de micromètres de diamètre.

Une caractéristique préférée de l'invention prévoit au demeurant que l'étape d'obtention du produit semi-fini issu du moulage par coulée centrifuge comprenne une coulée dans ledit moule permanent que l'alliage remplira alors de telle manière que la taille des pores internes de cet alliage soit réduite après coulée par rapport à ce qu'elle était avant.

On recherchera de fait que la forme simple du moule (sans contre- dépouille) permette qu'il soit rempli rapidement par l'alliage de telle manière à réduire la taille de ses pores internes par rapport à ce que cette taille de pores serait sans coulée dans un tel moule.

De façon pratique, on pourra favorablement, s'assurer à cette fin :

- que le moule puisse être rempli à une vitesse (vitesse d'écoulement de l'alliage dans le moule) qui soit supérieure à la vitesse de solidification à cœur (c'est-à-dire dans le moule) de l'alliage, et/ou

- que ladite forme simple du moule permette qu'il soit rempli en moins de une minute, de préférence 30 secondes, et de préférence encore 20 secondes, par l'alliage (tel TiAI 48-2-2, en particulier).

On cherchera aussi, favorablement, qu'il ne génère pas de points chauds (Comme connu, un point chaud est typiquement une zone où la température de l'alliage coulé dans le moule est plus élevée et/ou l'écoulement de cet alliage est moins favorable, ou la diffusion de la chaleur du métal vers le moule également moins favorable, tel à l'endroit d'une arête du moule).

En particulier si la vitesse de coulée/remplissage du moule est trop lente, il y a risque d'altération de la forme coulée. Quand on va traiter thermiquement le produit semi-fini, après donc le moulage ainsi réalisé sur une forme simple encore à usiner pour parvenir à la pièce finie, il est par ailleurs préféré que ceci soit réalisé à une pression :

- inférieure à celle d'une compression isostatique à chaud,

- et de préférence sensiblement égale à la pression atmosphérique.

Il s'en suit alors que, si on le compare à ce qui est enseigné dans US 5609698, où est donc mise en œuvre une solution complexe impliquant un contrôle simultané d'une haute température et d'une haute pression, le procédé ci-dessus consistera alors en quelque sorte à remplacer l'étape, jugée dans ce brevet antérieur indispensable, de compactage isostatique à chaud d'un produit de forme complexe (ayant la forme de la pièce finie) issu d'un moulage dans un moule temporaire, par une coulée centrifuge dans un moule permanent, en faisant suivre cette coulée par un traitement en température sans nécessairement la pression élevée de la compression isostatique à chaud.

Toujours dans la même approche visant les effets précités, il est en outre conseillé que l'étape d'obtention du produit semi-fini issu de moulage comprenne :

- à partir de la coulée d'alliage fondu, l'élaboration d'un premier lingot, dans ce matériau,

- puis, après une refonte de ce lingot dans un creuset métallique refroidi, son versement dans un moule métallique permanent centrifugé, afin d'obtenir un lingot moulé,

- ceci étant suivi d'un démoulage du lingot et si nécessaire de son découpage (grossier) en produit semi-fini.

Concernant cet aspect moulage/découpe, on conseille d'ailleurs que l'étape précitée d'obtention du produit semi-fini issu de moulage comprenne ledit moulage dans un moule métallique, par coulée centrifuge de l'alliage, seul ou suivi d'une découpe (grossière) en parties dudit alliage moulé, suivant une ébauche de forme simple (correspondant à la forme simple du moule permanent utilisé):

- présentant au moins un plan de symétrie, ou, - présentant extérieurement au plus une inflexion par laquelle la section de l'ébauche semi-finie augmente ou diminue, avec, suivant ledit axe:

-- des maximums d'épaisseur de l'ébauche situés à des extrémités (a priori opposées) de celle-ci, ou

-- un maximum d'épaisseur de l'ébauche situé à une seule extrémité.

La centrifugation dans un moule métallique permanent permettra :

- d'optimiser le remplissage du moule, surtout si la forme est simple,

- de minimiser la matière mise en œuvre ; en effet le centre du moule peut ne pas être totalement rempli contrairement à une solution de fonderie à moule temporaires/perdus (à cire perdue) où les amenées de coulées sont remplies de métal,

- un démoulage et une découpe en un semi-produit de forme simple qui ne nécessitera pas de contrôle dimensionnel avant usinage.

Une caractéristique de la solution proposée prévoit d'ailleurs que le produit semi-fini brut de moulage puisse être traité thermiquement puis usiné directement, sans contrôle dimensionnel intermédiaire d'une ébauche.

Une géométrie simple de moule, donc de l'ébauche qui sort de sa cavité, (typiquement possédant au moins un plan de symétrie et/ou au plus une inflexion) limitera les risques de non-conformité (limitation du taux de porosités en évitant de créer des points chauds). De plus, le fait que le moule soit un moule métallique supprimera le risque d'obtenir des inclusions de céramiques issues de la carapace en céramique dans le cas du procédé de fonderie à cire perdue Et une géométrie simple de moule, donc d'ébauche, permettra une automatisation aisée de l'usinage.

Il est précisé que les valeurs fournies dans la présente demande en liaison avec la solution proposée sont à considérer à 20% près.

Plus précisément, il est conseillé que, pour traiter thermiquement le produit semi-fini, celui-ci soit porté successivement :

- à une température comprise entre 1045°C et 1145°C, pendant 5 à 15 heures, à une pression inférieure à celle d'une compression isostatique à chaud, de préférence sensiblement égale à la pression atmosphérique, - à une température comprise entre 1135°C et 1235°C, pendant 3 à 10 heures, à une pression inférieure à celle d'une compression isostatique à chaud, de préférence sensiblement égale à la pression atmosphérique, puis

- à une température comprise entre 1155°C et 1255°C, pendant 2 à 15 heures, à une pression inférieure à celle d'une compression isostatique à chaud, de préférence sensiblement égale à la pression atmosphérique.

Plus loin dans la description, des résultats d'essais conduits dans ce cadre établissent la pertinence de telles valeurs.

On notera encore l'intérêt de la solution ici présenté si la pièce usinée est une aube de turbine pour aéronef, ou si l'alliage est destiné à une telle aube, lorsqu'on lit dans WO2014/057222 en pages 1 -2 « qu'une compression isostatique à chaud CIC est [alors] nécessaire afin de refermer les éventuelles porosités ». Les développements ici présentés permettent de s'exonérer d'une compression CIC, sans que le taux de porosité en soit affecté.

Avant cela, d'autres caractéristiques, détails et avantages de l'invention apparaîtront de ce qui suit relatif à des exemples de mise en œuvre et dont le contenu renvoie aux dessins d'accompagnement où:

- la figure 1 est un diagramme fonctionnel possible pour le procédé de l'invention;

- la figure 2 est un bloc issu de moulage correspondant à un produit semi-fini dans lequel ici des aubes vont pouvoir être usinées,

- la figure 3 est une vue schématique d'un dispositif de moulage par coulée centrifuge en moule permanent, ici utilisable,

- la figure 4 est une vue schématique de dessus du moule permanent de la figure 3 (flèche IV),

- les figures 5,6 sont deux vues schématiques de moules permanents, ou cavités de moulage, de formes simples utilisables sur le dispositif précité, illustré figure 2;

- les figures 8,9 schématisent un autre exemple de moule permanent, de forme simple (barreau cylindrique), en vue depuis l'arrière (flèche VIII de la figure 7), respectivement fermé et ouvert, - les figures 10,11 montrent des microstructures obtenues respectivement avec et sans compactage isostatique à chaud, pour la même histoire thermique,

- et la figure 12 est un graphique obtenu à partir d'essais (numérotés 1 à 9 en abscisse) et illustre la différence entre le résultat concerné obtenu pour des pièce-éprouvettes (des cylindres) traité(e)s thermiquement avec compactage isostatique à chaud (losanges pleins) ou sans compactage isostatique à chaud (losanges creux).

La figure 1 illustre donc les principales étapes non seulement de traitement de l'alliage concerné, mais plus généralement, en tant que produit fini, par exemple d'une aube de turbine en alliage à base d'aluminure de titane.

Il peut ainsi être confirmé qu'aucune compression isostatique à chaud n'a été réalisée dans ce cas.

Concernant le traitement en tant que tel, il consiste donc successivement à:

- réaliser, en 3, un moulage par coulée centrifuge, en versant pour cela l'alliage dans un moule permanent 5, ceci permettant d'obtenir un produit semi-fini 7 de forme simple, moins complexe que celle du produit fini 9, tel une aube de turbine de turbomachine,

- traiter thermiquement le produit semi-fini, en 11 , sans recourir nécessairement à une compression isostatique à chaud.

On obtient ainsi une microstructure d'alliage comprenant des grains gamma et/ou des grains lamellaires (alpha2/gamma).

Ensuite, pour la fabrication du produit fini 9, on va, à l'étape 13, usiner sous cette forme ici d'une ou plusieurs aubes de turbine, le produit semi-fini thermiquement traité (voir figure 2).

Pour le moulage par coulée centrifuge en moule permanent, on peut utiliser un dispositif 15 comme illustré figure 3 qui va permettre de mouler une série d'ébauches semi-finies 7, chacune pouvant avoir une forme de barreau brut de fonderie où seront ensuite usinée(s) la(les) pièce(s) finie(s), ici deux aubes 17 de turbine de turbomachine. Le dispositif 15 comprend une enceinte 19 fermée et étanche dans laquelle peut être appliqué un vide partiel. Un lingot 21 , ici en un alliage à base d'aluminure de titane, et plus précisément d'aluminure de titane de type gamma, est d'abord fondu dans un creuset 23. En fusion, l'alliage est ensuite versé dans un moule 25 métallique permanent, via un entonnoir 26.

Le moule 25 permet de couler l'alliage par centrifugation, afin d'obtenir les ébauches 7. Pour cela, il est mis en rotation autour d'un axe A. Le moule 25 comprend plusieurs cavités 27 qui s'étendent radialement (axes B1 , B2... ; figures 3, 4) autour de l'axe A, de préférence par l'intermédiaire d'un moteur 29. Ces cavités sont de préférence régulièrement espacées angulairement autour de l'axe A qui est ici vertical. Les forces centrifuges générées par la rotation du moule forcent l'alliage en fusion à pénétrer dans ces cavités et à les remplir. Ainsi, l'alliage à couler, apporté vers le centre du moule, se répartit radialement vers les cavités périphériques.

Après refroidissement, le moule 25 est ouvert et les ébauches moulées 7 sont extraites. Les parois du moule qui entourent les cavités 27 de recueillement du métal résistent aux efforts centrifuges, typiquement plus de 10 g.

Lors de la rotation autour de l'axe A, la coulée d'alliage va ainsi être plaquée contre les parois de ces cavités sous l'action de la force centrifuge. Pour ce faire, on préconise une vitesse de rotation de l'ordre de 150 à 400 tours/min.

Comme connu, par la rotation du métal liquide coulé, les particules sont soumises à une force centrifuge, laquelle peut être augmentée avec la vitesse angulaire. Cette augmentation se répartit sur toute la masse du métal liquide, uniformément sur toute la longueur de chaque cavité 27.

Sur la figure 4 comme sur les figures 5,6,8, outre les cavités (selon un mode de réalisation), on voit en pointillés le contour schématique de l'ébauche qui leur correspond.

A noter également que les figures 8,9 schématisent bien une caractéristique typique d'un moule permanent, utilisable plusieurs fois : le moule comprend plusieurs coquilles, telles 150a, 150b qui s'ouvrent et se ferment suivant une surface (ici le plan de joint 152) qui est globalement transversale à l'axe (A) autour duquel tourne le moule.

Une fixation séparable 153, telle un verrou, est établie entre les coquilles pour, une fois les coquilles séparées, pouvoir sortir l'ébauche moulée, par l'ouverture 154 libérée.

Sur les figures 5,6, les traits 152 matérialisent aussi un plan de joint permettant de fermer et ouvrir le moule en cause.

Figure 5, le moule montré présente des premier et second côtés 33a,33b opposés le long de l'axe 35 et parallèles entre eux. Ces deux côtés sont l'un le côté d'entrée de la coulée ; Il est donc radialement interne et l'axe 34 est parallèle (voire confondu) à l'un des axes B, tel B1 .

Pour optimiser l'atteinte d'une haute qualité de pièces finies et de consommation de matière aussi limitée que possible, ce moule (et donc l'ébauche pleine, polyédrique obtenue) présente ici, entre les premier et deuxième côtés précités, un troisième et un quatrième côtés (33c,33d) qui s'évasent entre eux depuis le premier côté 33a vers le deuxième côté, suivant un premier angle puis, à partir d'une rupture de pente (ou inflexion) 35, suivant un second angle plus important que le premier.

Globalement, ce moule (sa cavité de moulage) est défini(e) par une première et une deuxième pyramides tronquées 37a,37b, la deuxième pyramide étant le prolongement de la première pyramide par la grande base de la première pyramide qui se superpose exactement à la petite base de la deuxième.

Le moule et son ébauche moulée présentent un plan de symétrie 39 perpendiculaire aux premier et deuxième côtés 33a, 33b et qui contient l'axe 34.

On peut en outre prévoir, en liaison avec les angles marqués figure 5 :

- que le premier angle a soit compris entre 0° et 15°,

- que le second angle γ soit inférieur à 120°, et de préférence inférieur à 90°,

- et que la rupture de pente 35 soit située à moins de 85%, et de préférence moins de 75%, de la plus courte distance entre les premier et deuxième côtés, en partant du premier côté 33a. Le mode de réalisation de la cavité de moulage de la figure 6 illustre une cavité de moulage polyédrique présentant deux côtés opposés, chacun de forme générale trapézoïdale 37a, 37b.

Comme la cavité, l'ébauche moulée présente ici :

- deux bases sensiblement trapézoïdale situées en face des deux côtés opposés de plus grandes surfaces 41 a,41 b, respectivement, le long de l'axe d'allongement 43, et,

- une ouverture angulaire (a2) de chacune de ces deux bases trapézoïdales comprise entre 2° et 10°, de préférence entre 3° et 8°, x N, N étant le nombre de produits finis (prévus pour être) usinés intégralement dedans.

L'accès à l'intérieur de la cavité peut s'effectuer radialement par l'un des deux côtés latéraux, ici le plus grand 41 c.

Ainsi, dans les deux cas ci-dessus, l'ébauche présente extérieurement -sur un côté ou une face déterminé(e)- au plus une inflexion par laquelle la section de l'ébauche semi-finie augmente ou diminue, avec, suivant son axe d'allongement, ici 34 ou 43, un maximum de section droite SJ_ de l'ébauche situé à une seule extrémité, le long de cet axe.

Toujours dans le cadre d'une maîtrise thermique, de préférence en combinaison avec celle des efforts, la figure 7 montre une autre solution intéressante de moule où, individuellement, l'extrémité radialement intérieure ouverte 45a de la cavité 27 de coulée de l'alliage présente une forme allant en rétrécissant de section (zone 47a) vers le centre de la cavité, le long de la direction radiale B. Un tronc de cône pourrait convenir. La forme est ici en fait en double entonnoir (tête-bêche), avec donc une partie extrême radialement extérieure de la cavité, qui est épaulée, pour présenter une partie terminale élargie 47b.

On trouve ainsi des maximums de section S2,S3 de moule/d'ébauche moulée vers les (ou aux) extrémités, étant précisé que les sections S1 ,S2,S3 sont chacune définies extérieurement, transversalement à l'axe d'allongement concerné, comme illustré.

Typiquement si au moins une pièce de turbomachine est ensuite usinée dans l'ébauche de forme correspondante coulée, la forme 47a pourra correspondre à la zone de talon de cette aube et la partie terminale 47b à la zone du pied élargi, ou inversement.

Comme déjà indiqué, de telles formes simples permettent de favoriser une partie au moins de ce qui suit:

- optimiser le remplissage du moule,

- faciliter les contrôles dimensionnels,

- limiter les risques de non conformités (par diminution des défauts de fonderie),

- automatiser facilement les usinages ultérieurs,

- éviter de créer des points chauds et donc limiter le taux de porosités.

Un autre effet attendu/produit par ce moulage centrifuge en moule permanent à forme donc simple, est l'obtention, en fin de moulage, d'une ébauche 7 ayant, par rapport à la structure interne de l'alliage apporté dans chaque cavité 27, une (micro)structure interne dont les pores ont une taille (un volume) plus faible, voire ont disparu, pour tendre vers un matériau (plus) dense. La figure 11 montre ce résultat.

Pour favoriser cela en combinant les effets de la gravité, il est recommandé, comme montré figure 1 :

- qu'à partir d'une coulée initiale de l'alliage (non représentée), soit élaborée avec cet alliage fondu une première ébauche correspondant au lingot 21 qui sera alors brut de coulée,

- puis, que cette première ébauche 21 soit donc refondue dans le creuset 23, l'alliage refondu étant versé dans le moule permanent centrifugé 25, pour obtenir une série de lingots moulés correspondant aux ébauches 7 (que l'on peut appeler secondes ébauches).

Pour une bonne maîtrise technique, l'élaboration de la première ébauche s'opérera par VAR (Vacuum Arc Remelting -Refonte à l'arc sous vide) ou par PAM (Plasma Arc Melting - Fusion par arc sous plasma) puis la refonte de cette première ébauche s'opérera par VAR SM (Skull Melter - creuset froid de fusion).

Ensuite, et de préférence, après avoir démoulé ces ébauches 7, on pourra les découper (grossièrement) en produits semi-finis (étape 8 figure 1 ), suivant ladite forme « moins complexe » que celle des produits finis qui seront finalement usinés.

En particulier, si la forme de l'ébauche démoulée ou celle du produit fini le nécessite, par exemple pour obtenir un plan de symétrie favorable, l'ébauche démoulée pourra être ainsi découpée en une forme ne nécessitant pas de contrôle dimensionnel avant que celle-ci soit usinée suivant le produit fini attendu ; voir l'étape finale 14 de contrôle dimensionnel après l'usinage, figure 1 .

Entretemps, chaque produit semi-fini 7 aura été traité thermiquement, sans compression isostatique à chaud (CIC), afin d'obtenir une microstructure d'alliage comprenant des grains gamma et/ou des grains lamellaires (alpha2/gamma).

Les figures 10,11 montrent des microstructures de TiAI 48-2-2: 48%AI 2%Cr 2%Nb (at%) obtenues respectivement avec et sans compactage isostatique à chaud (CIC), pour la même histoire thermique.

Sur la figure 12, c'est, pour chaque essai (numéroté 1 à 9 en abscisse), la différence entre le résultat concerné obtenu pour une pièce-éprouvette (un cylindre) traitée thermiquement avec compactage isostatique à chaud (losanges pleins) puis une autre, identique, traitée sans compactage isostatique à chaud (losanges creux) qui est à chaque fois à considérer.

On trouve ainsi, de haut en bas sur le graphe :

- (en ordonnées) entre 0.8 et 1 , les résultats d'essais de traction (Contrainte maximale Rm),

- entre 0.58 et 0.8, les résultats d'essais en limite d'élasticité à 0.2% de plasticité (Rp0.2),

- entre 0.158 et 0.55, les résultats d'essais d'allongement à rupture (A%).

On aura constaté que les essais 1 , en Rm, et 4, en A%, montrent une concordance (superposition) quasi exacte des résultats avec compactage isostatique à chaud (losanges pleins) et sans (losanges creux). Les autres résultats sont proches, deux à deux. Et quand elles existent, les dispersions sont faibles. Tous ces essais ont été conduits à température ambiante, après traitements thermiques, à nouveau avec une pièce-éprouvette (un cylindre) en TiAI 48-2-2.

Pour atteindre les résultats des figures 11 ,12, sans compactage isostatique à chaud, les essais ont montré que, lorsqu'on traitait thermiquement le produit semi-fini, ceci devait favorablement s'opérer pendant 10 à 40 heures, à une pression sensiblement égale à la pression atmosphérique ou, du moins, notablement inférieure à la pression CIC (800 - 1800x10 ^s Pa).

Une pression intermédiaire entre la pression atmosphérique et cette gamme de pressions CIC appliquée à l'alliage ne nuirait pas. Elle n'apparaît simplement pas indispensable. Les résultats d'essais fournis sont la conséquence de l'application de la pression atmosphérique.

En termes de durées et températures, les résultats des figures 11 , 12 sont les illustrations de ce qui a été obtenus indistinctement en testant les valeurs limites ci-après mentionnées.

Le cas comparatif de la figure 10 a été obtenu dans les conditions suivantes (voir US 5609698) : premier traitement, appelée traitement PLL, comprenant un traitement pré-HIP de 1145°C pendant 5 heures, HIP à 1255°C, et traitement thermique à 1200°C, pendant 2 heures.

De fait, les figures 11 ,12 montrent l'efficacité de la solution ici proposée de traitement du produit semi-fini encore à usiner, porté successivement :

- à une température comprise entre 1045°C et 1145°C, pendant 5 à 15 heures, à une pression sensiblement égale à la pression atmosphérique,

- à une température comprise entre 1135°C et 1235°C, pendant 3 à 10 heures, à une pression sensiblement égale à la pression atmosphérique, puis

- à une température comprise entre 1155°C et 1255°C, pendant 2 à 15 heures, à une pression sensiblement égale à la pression atmosphérique à la pression atmosphérique.

L'alliage utilisé pourra en particulier être du TiAI 48-2-2 : 48%AI ; 2%Cr ; 2%Nb (at %), d'autant que ce matériau intermétallique s'avère utile pour réaliser au moins en partie certains étages d'une turbine de turbomachine d'aéronef, l'invention est plus généralement applicable en particulier aux alliages d'aluminure de titane ci-après cités ayant une composition capable de former des phases alpha2 et gamma, lorsque l'alliage est refroidi à partir d'une masse fondue. Il est à noter que ces alliages sont ici, comme généralement dans l'art antérieur, qualifiés de "gamma", même s'ils ne sont pas entièrement à l'intérieur du champ de phase gamma, étant précisé que les aluminures de titane gamma sont typiquement des alliages de titane, d'environ 40 à 50 pour cent atomique (at %) d'aluminium, avec éventuellement de faibles quantités d'autres éléments d'alliage tels que du chrome, du niobium, du vanadium, du tantale, du manganèse et/ou du bore.

Les compositions préférées sont d'environ 45,0 à environ 48,5 pour cent atomique de l'aluminium, et sont donc à l'extrémité supérieure de la plage de fonctionnement.

Parmi les aluminures de titane gamma préférés et utilisables, on relèvera : Ti-48AI-2Cr-2Nb, Ti-48AI-2Mn-2Nb, Ti-49AI-1 V, ΤΊ-47ΑΙ-1 Mn-2Nb- 0.5W-0.5Mo-0.2Si, et ΤΊ-47ΑΙ- 5Nb-1 W. Si les conditions de fabrication (en particulier le traitement thermique) appliquées à ces alliages spécifiques correspondent au cas précité du TiAI 48-2-2, en liaison avec les figures 11 -12, les résultats fournis figure 12 leur sont applicables. On comprend donc l'importance d'un tel traitement thermique sans compression isostatique à chaud (CIC), à une pression inférieure à celle d'une CIC, de préférence sensiblement égale à la pression atmosphérique, et ce pendant 10 à 40 heures et entre 1045°C et 1255°C. Les conditions de vitesse d'écoulement de l'alliage dans le moule et de forme simple de ce moule ont aussi leur importance et sont celles qui ont été utilisées pour des essais dont les résultats sont comparables à ceux des figures 11 -12.