Effets des paramètres du brasage sur la microstructure des joints brasés

Procédé de brasage

Le procédé d’assemblage par brasage de nos jours, remonte à l’époque des sumériens ayant découvert la fonte des métaux dans leurs fours 5000 AV.J.-C. Cette découverte a été exploitée pour des fins artistiques pour assembler l’argent et l’or, qui étaient largement utilisés par cette population 3400 AV.J.-C. Par ailleurs, la compréhension de la nature et du comportement des matériaux a considérablement contribué dans l’évolution de cette technique d’assemblage, qui est devenu une préoccupation des scientifiques et des industriels (G.Humpston, 1993b). De nos jours, cette technique d’assemblage est utilisée dans de nombreux domaines, notamment, dans l’industrie aérospatiale, un domaine d’application très exigeant en termes de sécurité et de qualité de production des pièces brasés, ce qui incite à améliorer cette technique pour une gamme de matériaux qui présentent les meilleures propriétés mécaniques. Procédé de brasage Le procédé d’assemblage par brasage de nos jours, remonte à l’époque des sumériens ayant découvert la fonte des métaux dans leurs fours 5000 AV.J.-C.

Cette découverte a été exploitée pour des fins artistiques pour assembler l’argent et l’or, qui étaient largement utilisés par cette population 3400 AV.J.-C. Par ailleurs, la compréhension de la nature et du comportement des matériaux a considérablement contribué dans l’évolution de cette technique d’assemblage, qui est devenu une préoccupation des scientifiques et des industriels (G.Humpston, 1993b).

De nos jours, cette technique d’assemblage est utilisée dans de nombreux domaines, notamment, dans l’industrie aérospatiale, un domaine d’application très exigeant en termes de sécurité et de qualité de production des pièces brasés, ce qui incite à améliorer cette technique pour une gamme de matériaux qui présentent les meilleures propriétés mécaniques. Liquation La liquation est définit, dans le cadre des applications de brasage, comme le résultat du brasage avec un métal d’apport possédant un large intervalle de fusion porté à une lente vitesse de chauffe.

Lorsque la température se situe entre le solidus et le liquidus, la brasure biphasé se sépare en une portion phase liquide qui s’écoule par capillarité dans le joint en laissant une partie en phase solide vide des éléments abaissants sa température de fusion, par conséquent, nécessite une température de fusion plus élevée que celle envisagée pour le brasage, ce qui en résulte un joint fragile de mauvaise qualité (Roberts, 2013). Pour éviter la liquation l’alliage de brasage choisi doit être de composition eutectique ou un alliage à intervalle de solidus liquidus très étroit (Roberts, 2013) ou encore par une vitesse de chauffage rapide lorsque la température atteint le solidus de la brasure (AWS, 2007).

Contamination des joints brasés

Le titane et ses alliages exposées à l’air à haute température (>500°C) absorbent l’oxygène qui conduit à la formation des alpha-cases (Winstone, 2001). La présence des alpha-cases n’est pas tolérée dans les composants exposés à de hautes sollicitations en service. Sous microscope les alpha-cases peuvent être distinguées par leur aspect blanc brillant. Les facteurs qui contribuent à la formation des alpha-cases sont la présence d’oxygène, temps de maintien à haute température et la pression. Ils existent plusieurs moyens pour enlever les alpha-cases des surfaces, comme le décapage, l’usinage, le meulage ou autres moyens mécaniques (Fabian, 1993). Les oxydes de titane et d’aluminium retrouvés dans les joints brasés, sont parmi les plus difficiles à réduire par leurs niveaux d’énergie de formation très bas. Une présence de 20% du chrome dans des métaux d’apport commerciaux, améliore la résistance des joints brasés à l’oxydation et la corrosion (Campbell, 2006). Mais, malheureusement les températures de liquides de ces métaux d’apport dépassent la température de − ߚtransus du TA6V, ce qui les rend moins intéressants pour cette application. Titane et ses alliages Le titane est un métal de transition, découvert en 1790 par William Gregor. Il est le quatrième métal le plus abondant sur la croute terrestre.

Le titane et ses alliages possèdent des compositions chimiques et des morphologies de microstructures dont découlent des propriétés physiques, chimiques et mécaniques exceptionnelles : une résistance spécifique élevée, une excellente résistance à l’érosion et à la corrosion, une biocompatibilité et des performances mécaniques excellentes, parmi elles la ductilité, la résistance et la ténacité (COMBRES, 2010). Ces propriétés en font des métaux de choix pour nombreuses applications industrielles, aérospatiales et médicales. Ces premières applications ont été orientées principalement dans l’industrie aérospatiale, mais les dernières années ont connu une large utilisation du titane et de ses alliages en industrie automobile, sport et en industrie médicale. Quelques exemples d’applications, on trouve que 30% de la cellule d’un avion de chasse avancé F-22 est faite de Ti, ainsi qu’une large utilisation de l’alliage Ti10-2-3 dans la fabrication des trains d’atterrissage du Boeing 777. La biocompatibilité des alliages de titane, justifie leur utilisation dans des implants chirurgicaux, des prothèses de hanche et genou, vis osseuses, composants pour la fabrication de valves cardiaques et d’autres applications médicales (Froes, 2015).

Observations expérimentales

Les flammes en expansion sphériques sont particulièrement utilisées pour analyser les instabilités du front de flamme puisqu’elles permettent de voir les différentes étapes de la vie de la flamme. Les résultats présentés proviennent donc tous de flammes en expansion sphériques. L’instabilité thermodiffusive apparaît dès les premiers instants de la croissance d’une flamme sphérique pré-mélangée. Cette instabilité se caractérise visuellement par l’apparition de longues fissures sur la surface de la flamme (Liu, Bao, Gu et Chen, 2012). Ces fissures se propageront et se ramifieront dans plusieurs directions tout au long de l’accroissement du rayon de la flamme. L’instabilité hydrodynamique est pour sa part caractérisée par l’apparition soudaine et spontanée d’un grand nombre de cellules de petites dimensions sur la totalité de la surface de la flamme (Liu et al., 2012). Toutefois, les cellules causées par l’instabilité hydrodynamique n’apparaissent qu’après que la flamme ait atteint un certain rayon critique. Ce délai dans l’apparition des cellules hydrodynamiques est causé par l’étirement positif subi par la flamme en expansion sphérique (Kwon et al., 2002).

Or, c’est au début de la propagation de la flamme sphérique, alors que le rayon est faible, que la flamme subit l’étirement le plus important. Cet étirement diminue au fur et à mesure que la flamme se propage et que le rayon augmente. Tant que le rayon de la flamme est inférieur à un certain rayon critique, l’étirement de la flamme empêche la formation des cellules. Toutefois, quand ce rayon critique est atteint et que l’étirement devient trop faible, les cellules apparaissent de façon soudaine et spontanée sur la flamme.

Ce rayon critique (Rcr) est utilisé pour marquer le 26 début de la cellularité (Law et al., 2005; Vu et al., 2011a) puisqu’il s’agit d’un évènement soudain, le rendant plus facile à localiser. Le nombre de Karlovitz, qui représente le facteur d’étirement adimensionnel et qui est défini par est utilisé pour caractériser l’impact de la courbure sur la cellularité, où R est le rayon de la flamme et t est le temps. Bien que les cellules n’apparaissent que lorsque la courbure est suffisamment faible, aucune étude ne porte sur le lien entre le rayon critique et le nombre de Karlovitz, probablement parce qu’un carburant ne peut être caractérisé par un nombre de Karlovitz unique. Des rares études (Kwon et al., 2002; Vu et al., 2011b) présentent des images de flamme de carburants distincts à un même nombre de Karlovitz, isolant ainsi l’effet de la courbure. Ils analysent alors simplement l’aspect visuel des flammes en fonction des paramètres causant les instabilités thermodiffusives et hydrodynamiques (soit Le, σ et lf). Une première analyse théorique de la transition vers la cellularité a été réalisée par Bechtold et Matalon (1987).

Des améliorations subséquentes (Addabbo et al., 2002; Bradley et Harper, 1994) ont mené à la formulation d’une équation permettant de prédire le moment de la transition, exprimé sous la forme adimensionnelle par le Peclet critique ). Jomaas, Law et Bechtold (2007) ont effectué des mesures expérimentales et trouvé un bon accord avec les résultats théoriques pour le H2. Toutefois, ils observent que la théorie surestime le Pecr du propane (C3H8) et sous-estime les Pecr de l’acétylène (C2H2). Les tendances sont par contre correctement modélisées. Law et al. (2005) observent pour leur part un accord modérément bon pour leurs carburants H2/C3H8 pauvres, bien que la théorie surestime les résultats, particulièrement à la plus faible richesse testée, soit φ = 0,6. Pour des carburants H2/CH4, Okafor, Nagano et Kitagawa (2016) trouvent plutôt que la théorie sousestime les Pecr expérimentaux.

De plus, les Pecr théoriques atteignent un minimum vers 60% de H2 pour toutes les pressions étudiées, alors que seuls les résultats expérimentaux à la plus faible pression de 0,10 MPa présentent la même tendance. Au final, cette théorie est en mesure de dégager les tendances générales, mais ne parvient pas à correctement prédire le rayon critique.

Table des matières

INTRODUCTION
CHAPITRE 1 REVUE DE LA LITTÉRATURE
1.1 Procédé de brasage
1.1.1 Généralités sur le brasage
1.1.2 Méthodes de brasage
1.1.3 Propriétés physique du brasage
1.1.3.1 Écoulement et mouillabilité
1.1.3.2 Diffusion
1.1.3.3 Dissolution
1.1.3.4 Liquation
1.1.3.5 Contamination des joints brasés
1.1.3.6 Contraintes résiduelles
1.2 Titane et ses alliages
1.2.1 La microstructure du titane et de ses alliages
1.2.2 Métallurgie des systèmes alpha et béta
1.2.3 Les propriétés du titane et de ses alliages
1.2.4 Les phases rencontrées dans les alliages de titane
1.2.5 Métal de base des joints brasés
1.2.5.1 Microstructures du TA6V
1.2.6 Brasage du titane et ses alliages
1.3 Paramètres de brasage
1.3.1 Chauffage et refroidissement
1.3.2 Temps de maintien à l’isotherme de brasage
1.3.3 Température de brasage
1.3.4 Choix du métal d’apport
1.3.5 Effets des paramètres du brasage sur la microstructure des joints brasés
1.3.6 Microstructure et propriétés mécaniques des joints brasés
1.3.6.1 Propriétés des joints brasés en traction
1.3.6.2 Propriétés des joints en fatigue
1.3.7 Problèmes de fabrication des joints brasés
1.3.7.1 Problème liée à la géométrie du joint brasé
1.3.7.2 Problèmes dans les filets
1.3.7.3 Formation des porosités
1.4 Fatigue mécanique des métaux
1.4.1 Généralités
1.4.2 Diagramme d’endurance
1.4.3 Chargement en fatigue
1.4.3.1 Chargement à amplitude constante
1.4.3.2 Chargement à amplitude variable
1.4.3.3 Proportionnalité de chargement
1.4.4 Modélisation de l’endommagement des joints brasés
1.4.4.1 Approche de propagation de fissures
1.4.4.2 L’approche d’amorçage de fissures
1.4.4.3 Modélisation d’amorçage de fissures en fatigue uniaxiale
1.4.4.4 Modélisation d’amorçage de fissures en fatigue multiaxiale
CHAPITRE 2 PROBLÉMATIQUE DE RECHERCHE ET OBJECTIFS
2.1 Problématique de recherche
2.2 Objectif de recherche
2.3 Originalité du travail
CHAPITRE 3 MÉTHODOLOGIE
3.1 Fabrication des joints brasés
3.1.1 Préparation pour les essais métallographiques
3.1.2 Diminuer les problèmes de fabrication
3.2 Caractérisation mécanique des joints brasés
3.2.1 Conception des éprouvettes
3.2.1.1 Description du maillage
3.2.1.2 Conditions aux limites pour les cas de flexion 3-points et de traction
3.2.2 Essais de fatigue
3.2.2.1 Fatigue de traction
3.2.2.2 Fatigue en flexion 3-points
3.3 Application des critères de fatigue multiaxiale
3.3.1 Description de la méthode de dimensionnement
3.3.2 Configurations du calcul numérique
3.3.3 Estimation du comportement en fatigue par code-aster
3.3.4 Validation des grandeurs implémentés dans code Aster
CHAPITRE 4 RÉSULTATS ET ANALYSE
4.1 Résultats de la conception des éprouvettes de fatigue
4.1.1 Choix du mode de chargement
4.1.2 Choix des épaisseurs des plaques
4.2 Résultats des campagnes de brasage
4.2.1 Résultats des essais de brasage pour un fini de surface variable
4.2.1.1 Cycles et conditions de brasage utilisés
4.2.1.2 Microscopie optique
4.2.2 Résultats des essais pour un temps de maintien prolongé
4.2.2.1 Cycles et conditions de brasage utilisés
4.2.2.2 Microscopie optique
4.2.2.3 Comparaison des résultats observés à 80 min et 120 min
4.2.3 Résultats des essais pour un temps de maintien prolongé
4.2.3.1 Cycles et conditions de brasage utilisés
4.2.3.2 Microscopie optique
4.2.4 Résultats des essais pour une lente vitesse de chauffe
4.2.4.1 Conditions de brasage
4.2.4.2 Microscopie optique
4.2.5 Comparaison des résultats des campagnes de brasage
4.3 Résultats des essais de fatigue campagne de brasage 6
4.3.1 Fatigue de traction
4.3.2 Fatigue de flexion
4.4 Résultats des essais de fatigue campagne de brasage 7
4.5 Critère de fatigue multiaxiale
4.5.1 Formulation du critère de fatigue
4.5.2 Estimation de la charge d’un joint en T
CONCLUSION
RECOMMANDATIONS
ANNEXE I MÉTHODE GÉNÉRALE D’ÉVALUATION DE FATIGUE
ANNEXE II CERTIFICAT DU NIVEAU DE VIDE DE LA FOURNAISE DE BRASAGE117
ANNEXE III RÉSULTATS DES SIMULATIONS NUMÉRIQUES
ANNEXE IV FICHIER DE COMMANDES CODE ASTER
ANNEXE V MESURE DES ZONES OBSERVÉES PAR MICROSCOPE
ANNEXE VI L’ÉTAT DE CONTRAINTE D’UN JOINT EN T SOUMIS A UN CHARGEMENT DE 150 N
BIBLIOGRAPHIE

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