CARACTÉRISATIONS MICROSTRUCTURALE, TOPOLOGIQUE ET MÉCANIQUE DES SEGMENTS DE FAP

MATERIAUX CONSTITUTIFS DES FILTRES A PARTICULES

   Le choix des matériaux des FAP est dicté par plusieurs facteurs associés à des contraintes de fonctionnalité, de régénération et de fabrication des filtres. La fonctionnalité, c’est-à-dire une bonne qualité de filtration pour une chute de pression à la traversée du filtre la plus faible possible, est principalement conditionnée par la conception du filtre. La surface spécifique de filtration, la porosité, la taille et la connectivité des pores vont être les principales responsables, de manière antinomique, de l’efficacité de filtration et de la perte de charge à la traversée du filtre. Concernant les contraintes provoquées par la régénération du filtre, le matériau doit supporter les températures et gradients thermiques élevés pouvant apparaître pendant une régénération dans un cas défavorable. Les propriétés intrinsèques concernées sont bien connues et rentrent souvent dans la formulation des paramètres dits de résistance au choc thermique [Kingery 1955] [Hasselman 1970]. Pour les propriétés mécaniques, le coefficient de dilatation thermique et le module d’élasticité doivent être faibles, tandis que la résistance à la rupture doit être élevée. Du point de vue des propriétés thermiques, une forte conductivité thermique est souhaitable, afin d’éviter températures et gradients excessifs dans le nid d’abeilles lors du passage du front de combustion. Les propriétés intrinsèques aux matériaux ne sont toutefois pas seules responsables de la bonne ou mauvaise tenue du filtre aux régénérations les plus sévères. L’influence de l’épaisseur des membranes du nid d’abeilles sur la résistance à la rupture de la structure nid d’abeilles a été démontrée [Mizuno 1987]. L’influence de la taille de grain (généralement d’une dizaine de micromètres) sur les propriétés mécaniques d’un SiC utilisé dans les filtres à particules a également été mise en évidence [Sato 2004]. Par ailleurs, il est reconnu que la porosité d’un matériau joue un rôle majeur sur ses propriétés mécaniques et thermiques, ainsi que la géométrie des canaux des nids d’abeilles, qui influe également sur les zones de concentration de contraintes dans la structure cellulaire. Dans le cas des FAP de type Wall-Flow, où les paramètres tels que le nombre de canaux, l’épaisseur des membranes et leur porosité ne peuvent être radicalement modifiés en raison des contraintes de fonctionnalité énoncées précédemment, différentes céramiques ont été retenues avec un succès variable [Adler 2005] [Cutler 2004].

MICROGRAPHIES DU SIC POREUX

   Des micrographies réalisées au microscope électronique à balayage (MEB) ont révélé la microstructure du SiC poreux constituant les membranes du nid d’abeilles : deux exemples sont donnés dans la figure 15.Ces micrographies révèlent une taille de grains variant de quelques micromètres à quelques dizaines de micromètres. Les observations en MEB réalisées sur échantillons polis, en mode d’électrons rétrodiffusés (figure 16), font apparaître un élément plus lourd que le SiC aux joints de grains : la présence de fer est révélée par analyse dispersive en énergie (EDX). Le fer serait utilisé comme additif de frittage, vraisemblablement dans le but d’abaisser la température de frittage, réalisé ici sans pression.

MESURE DU MODULE D’ELASTICITE SUR SEGMENTS

  Les essais réalisés sur les éprouvettes parallélépipédiques ont permis de caractériser le comportement en température du SiC poreux : le comportement est purement élastique et de module d’élasticité constant de la température ambiante jusqu’à 1300°C. Afin de confirmer ce résultat sur le matériau constitutif des membranes du nid d’abeilles, le module d’élasticité du SiC poreux a également été déterminé sur les segments composant le filtre. Les mesures ont été conduites en résonance libre. Cette méthode permet, par la mesure des fréquences propres de différents modes de vibration (figure 26), de déterminer les caractéristiques élastiques d’une structure. La mesure de la fréquence de résonance est réalisée par un microphone ou un capteur piézoélectrique, les modes de vibration étant « suggérés » par l’opérateur (placement des supports sur les nœuds, frappe sur les lieux des ventres désirés). Les essais ont été menés sur des segments de différentes longueurs (100 et 278 mm). Deux modes de vibration (traction/compression et flexion) ont été analysés, permettant de déterminer le module d’élasticité du barreau dans la direction d’extrusion. Les fréquences moyennes, ainsi que les modules d’élasticité correspondants, sont reportés pour chaque mode dans le tableau 3. Les modules d’élasticité ont été calculés au moyen du logiciel WinEmod [WinEmod 2003] de Grindosonic selon les normes [ASTM E1876] et [ASTM C1259]. Les modules ainsi calculés sont ceux du Matériau Homogène Equivalent (MHE) dans la direction d’extrusion. Pour déterminer le module d’élasticité du SiC poreux constitutif des membranes, le module du MHE doit être multiplié par le rapport de la section résistante (section de matière) sur la section totale du segment.

DESCRIPTION DES CHAMPS DE TEMPERATURE MESURES EN REGIME STABILISE

   Si la configuration C génère un chargement symétrique, le système total (apport de chaleur par les fils associé au refroidissement par convection libre) pourrait ne pas l’être. L’écart de température a donc été mesuré entre les arêtes hautes et basses du segment : sur l’ensemble de la gamme de puissance de l’essai, cet écart reste limité à 5%. La distribution de température sera donc considérée symétrique. Le graphique ci-dessus (figure 68) présente les températures mesurées dans la section centrale d’un segment lors d’un essai par paliers de puissance. La puissance linéique par fil est augmentée graduellement jusqu’à 1,9 W.mm-1 . Les phases transitoires de montée en température et de stabilisation sont visibles pour chaque échelon de puissance. L’augmentation du gradient radial est nettement visible sur ce graphique : d’un gradient très faible à la fin du premier palier (14 K d’écart entre le thermocouple 1 et le thermocouple 4), la configuration permet d’atteindre une différence de 375 K entre ces mêmes thermocouples à la fin du dernier palier, soit un gradient moyen sur la diagonale de 22 K.mm-1. A ce niveau de gradient thermique, le segment est fissuré à la fin de l’essai par paliers. Un nouveau chargement par paliers reconduit sur ce même segment, cette fois-ci fissuré, a donné les mêmes températures. Autrement dit, la fissuration du segment n’a pas d’influence significative sur le transfert thermique. Dans cette configuration de fils positionnés au centre de la section du segment, le gradient de température est principalement radial, avec un maximum de température au centre. Pour une puissance linéique par fil de 0,87 W.mm-1, les mesures de température réalisées au sein des canaux dans les directions axiales et radiales sont présentées sur la figure 69.

PROFIL DE FISSURATION DES ESSAIS EN CONFIGURATION « FILS CENTRES »

   La configuration « fils centrés » (configuration C) a été testée pour deux vitesses extrêmes de montée en puissance. Le segment testé en régime transitoire possède un plus grand nombre de fissures, toutefois le profil de fissuration est similaire (figure 83). Dans les deux cas, les échantillons présentent une composante longitudinale de fissuration, débouchant aux extrémités sur une face, et un réseau associant fissures longitudinales et transversales sur les autres faces. Le profil de fissuration obtenu sur l’essai en régime transitoire renseigne sur l’ordre d’apparition des fissures : les fissures transversales sont circonférentielles et viennent s’arrêter sur la fissure longitudinale débouchante. Cette constatation invite à considérer cette dernière comme étant la fissure initiale engendrée par l’essai, tandis que les autres seraient des fissures secondaires. Les fissures rencontrées sur les FAP testés sur banc moteur chez Faurecia (chapitre 3) sont principalement transversales. La configuration C ne permet pas de recréer ce type de fissuration, la fissure principale originelle étant longitudinale. Cette configuration d’essai n’est donc pas favorable à la création des réseaux de fissures analogues à ceux rencontrés dans les conditions réelles de service.

Table des matières

LISTE DES FIGURES
LISTE DES TABLEAUX
NOMENCLATURE DES GRANDEURS PHYSIQUES
CONTEXTE DE L’ÉTUDE
1 INTRODUCTION À LA FILTRATION DES PARTICULES
1.1 LES PARTICULES DIESEL
1.1.1 Origine et caractéristiques
1.1.2 Réglementation
1.2 LA FILTRATION DES PARTICULES
1.2.1 Filtres à particules de type « Wall-Flow »
1.2.2 Régénération des filtres à particules
1.2.3 Matériaux constitutifs des filtres à particules
1.3 LE SYSTEME DE FILTRATION DEVELOPPE PAR PSA
1.3.1 Chaîne de filtration
1.3.2 Géométrie des filtres
1.4 ENDOMMAGEMENTS CONSTATES SUR DES FILTRES ISSUS D’ESSAIS SEVERES
2 CARACTÉRISATIONS MICROSTRUCTURALE, TOPOLOGIQUE ET MÉCANIQUE DES SEGMENTS DE FAP
2.1 ANALYSE DES MEMBRANES DU NID D’ABEILLES
2.1.1 Analyse microstructurale du matériau
2.1.2 Caractérisation du comportement mécanique du SiC poreux
2.2 CONSTRUCTION DU MATERIAU HOMOGENE EQUIVALENT AU NID D’ABEILLES 
2.2.1 Anisotropie et symétries du motif
2.2.2 Géométrie du motif
2.2.3 Définition du Matériau Homogène Equivalent au nid d’abeilles
2.3 ANALYSE DE L’ASSEMBLAGE DU FILTRE
3 ESSAI DE RÉGÉNÉRATION SÉVÈRE SUR BANC MOTEUR
3.1 ANALYSES DES RESULTATS BRUTS D’ESSAI
3.1.1 Analyse des températures mesurées en cours d’essai
3.1.2 Analyse de l’activité acoustique pendant l’essai
3.1.3 Etat de fissuration des filtres après essai de régénération sévère
3.2 DESCRIPTION DU CHAMP DE TEMPERATURE DANS LES SEGMENTS CENTRAUX
3.3 SIMULATION THERMOMECANIQUE DES SEGMENTS CENTRAUX
3.4 DETERMINATION DES INSTANTS DE FISSURATION
4 BANC D’ESSAI « GRADIENTS THERMIQUES »
4.1 DESCRIPTION DU BANC D’ESSAI
4.2 ESSAI PAR PALIERS DE PUISSANCE
4.2.1 Description des champs de température mesurés en régime stabilisé
4.2.2 Description analytique des échanges thermiques en régime stabilisé
4.2.3 Modélisation thermique par éléments finis
4.3 ESSAIS EN RAMPE DE PUISSANCE
4.3.1 Essais en régime quasi-stationnaire
4.3.2 Essai en régime transitoire
4.3.3 Profil de fissuration des essais en configuration « fils centrés »
4.4 ESSAIS EN REGIME QUASI-STATIONNAIRE : CONFIGURATIONS ALTERNATIVES
4.4.1 Variation de la longueur des segments testés
4.4.2 Variation de la position de la source de chaleur dans la section des segments
5 ANALYSE DE LA RUPTURE
5.1 MESURE DES CONTRAINTES A RUPTURE DU MHE
5.1.1 Contrainte normale dans la direction longitudinale des segments
5.1.2 Contrainte de cisaillement dans les plans transversal et longitudinal
5.2 SIMULATION NUMERIQUE THERMOELASTIQUE DES ESSAIS SUR BANC « GRADIENTS THERMIQUES »
5.2.1 Analyse des contraintes sur la configuration « fils centrés »
5.2.2 Analyse des contraintes sur les configurations « fils décentrés »
5.3 COMPARAISON AVEC LES SIMULATIONS DES ESSAIS BANC MOTEUR
RÉSUMÉ ET PERSPECTIVES
ANNEXES
A. CARACTÉRISATION MICROSTRUCTURALE DES ÉPROUVETTES 4 MM × 3 MM × 45 MM
B. MÉTHODES ALTERNATIVES DE DÉTERMINATION DE LA POSITION DU FRONT DE COMBUSTION
C. CARACTÉRISTIQUES DU BANC « GRADIENTS THERMIQUES »
D. DESCRIPTION ANALYTIQUE COMPLÈTE DU CHAMP DE TEMPÉRATURE DANS LA CONFIGURATION C
E. CONCENTRATION LOCALE DE LA CHALEUR PAR VARIATION DE SECTION DES FILS RÉSISTIFS
F. COMPARAISON DES TEMPÉRATURES SIMULÉES PAR ÉLÉMENTS FINIS AUX MESURES EXPÉRIMENTALES
BIBLIOGRAPHIE

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