Fabrication des flans soudés en aciers emboutissables à chaud

L’allègement des structures automobile passe, entre autres, par l’optimisation de la répartition des nuances d’acier entrant dans la fabrication de la caisse en blanc. Un des concepts permettant cette optimisation est la solution «flans raboutés », qui consiste à réaliser une tôle d’acier (flan) avec des caractéristiques et une épaisseur variables à partir de plusieurs tôles (sous-flans) soudées les unes aux autres. La technique de soudage couramment utilisée est le soudage par un faisceau laser qui vient fondre et joindre 2 flans accostés bout à bout.

L’opération de soudage laser génère une très forte hétérogénéité dans la jonction soudée issue du mélange potentiellement imparfait de deux matériaux, et provoque éventuellement des défauts géométriques comme des cavités ou des caniveaux. Une fois la pièce soudée, elle est mise en forme par emboutissage à chaud (environ 930 °C) sous une presse refroidie à l’eau pour obtenir la géométrie souhaitée et fixer les propriétés mécaniques. Les aciers emboutissables à chaud sont couverts d’une couche de revêtement à la base d’un alliage aluminium (environ 88%) et silicium (environ 12%) appelé AlSi. Lors du soudage laser, ce revêtement pourrait être partiellement mélangé dans le bain de fusion, provocant la modification de la métallurgie du joint soudé et menant au comportement mécanique indésirable.

Deux types d’aciers dédiés à l’emboutissage à chaud sont considérés dans la thèse : le 22MnB5 et le 6Mn6. Ils diffèrent notablement en termes de composition chimique et surtout en termes de comportement mécanique après le traitement thermomécanique. Le premier est un acier très trempant et le second est peu sensible à la vitesse de refroidissement par trempe. Nous nous intéressons aux propriétés mécaniques et métallurgiques de la jonction soudée formée par le mélange hétérogène de ces deux aciers, avec ou sans l’ajout des éléments additionnels. Actuellement, les mécanismes physiques qui gouvernent la formation de la zone fondue, son évolution microstructurale au cours du traitement thermique et ses propriétés mécaniques en service sont encore mal connus. L’objectif de la thèse est de mieux appréhender ces mécanismes, de déterminer ainsi le comportement mécanique de la soudure en fonction de la métallurgie et du cycle thermique et de décrire ces différents effets d’une manière paramétrique aussi simple que possible pour aider à la conception de nouveaux assemblages.

Fabrication des flans soudés en aciers emboutissables à chaud

Flans raboutés et le soudage laser

Concept et application du flan rabouté
La technologie de flans raboutés consiste à réaliser une tôle d’acier (flan) avec des caractéristiques et une épaisseur variables à partir de plusieurs tôles (sous-flans) soudées les unes aux autres. Aujourd’hui, la solution flans raboutés est de grand intérêt pour l’industrie automobile. Cette solution permet d’ajuster l’épaisseur et le grade de l’acier au sein d’une même pièce, et donne aux fabricants automobiles la possibilité d’utiliser le bon matériau au bon endroit et ainsi d’optimiser la performance mécanique et le poids des pièces de structure. La pièce en flan rabouté consiste en deux voire plusieurs sous-flans hétérogènes de caractères différents. Hormis l’allégement et le gain de performances mécaniques, les flans soudés présentent un autre avantage pour l’automobile : le gain de matière engagée. Dans une première étape, ces sous flans sont découpés à partir des bobines de tôles mères pour être assemblés bout-à-bout à plat par un faisceau laser. Par rapport à une pièce monolithique, l’utilisation de matière peut être optimisée par le calcul d’emboîtement de mise en bande (nesting). Etant donné le nombre de pièces produites dans l’automobile, l’optimisation de la découpe des profils dans les bandes de métal peut conduire à des économies non négligeables. Pour des pièces comme le côté de caisse, une solution monolithique (un seul flan) peut conduire à 70% de matière perdue lors de la découpe. Une solution flans raboutés (soudage bout à bout) comme celle décrite ci-dessous permet d’optimiser le poids tout en diminuant certaines épaisseurs et ainsi de sauvegarder la matière à 30% .

L’utilisation de flans soudés est une pratique courante pour les constructeurs et les équipementiers . ArcelorMittal propose aux clients une large gamme de flans soudés revêtus pour un grand nombre d’applications automobiles avec si besoin un procédé de soudage dédié. La technologie flans soudés permet donc de combiner différents aciers tout en économisant de la matière. Cela s’avère particulièrement intéressant pour les aciers à hautes performances qui sont assez coûteux. C’est dans cette optique qu’a été développé le soudage des aciers emboutissables à chaud. Cette innovation permet de combiner les avantages des flans soudés (économie de matière, réduction des épaisseurs…) avec ceux de l’emboutissage à chaud (formabilité, hautes performances…) .

Principe du soudage laser et effet thermique

La technique de soudage couramment utilisée est le soudage par un faisceau laser qui vient fondre et joindre les deux flans accostés bout-à-bout par un apport élevé d’énergie.

Le soudage par faisceau laser passe par la focalisation du faisceau laser sur la surface de la pièce de travail. La haute densité d’énergie déposée induit l’ionisation du métal et un plasma est formé. Les puissances spécifiques développées par les faisceaux à haute énergie donnent lieu, lors d’un impact sur la matière, à un phénomène de pénétration caractéristique dû à la formation de ce que l’on appelle généralement un capillaire ou keyhole (trou de serrure), qui permet l’absorption de l’énergie laser en profondeur. Le métal fondu remplira progressivement le keyhole pendant que le laser se déplace pour former la soudure.

Les deux types de sources laser couramment utilisées sont les lasers excités par un milieu gazeux (CO2) et par un milieu solide (Nd:YAG). Les sources laser utilisées pour ce type de soudage sont en générale continues. Le niveau d’énergie nécessaire dépend de l’épaisseur des flans à souder. Cependant, pour les applications usuelles utilisant des flans d’épaisseur inférieure à 2,5 mm, il est nécessaire d’utiliser des puissances supérieures à 4 kW pour les lasers solides (longueur d’onde d’1µm) et 7 kW pour les lasers CO2 (longueur d’onde de 10 µm). L’énergie apportée permettant la réalisation du soudage est à l’ordre de 50 J/mm³.

Différents paramètres opératoires du procédé de soudage laser peuvent être optimisés afin d’obtenir la géométrie de cordon désirée et une qualité de soudage optimale :
– la puissance laser : l’augmentation de la puissance laser facilite le soudage en mode pénétrant et augmenter la vitesse du soudage.
– la vitesse de soudage : l’augmentation de la vitesse de soudage à puissance fixée conduit à des bains fondus moins pénétrés et des cordons de soudure moins larges.
– le diamètre de la tache focale : elle est déterminée par les optiques utilisées. En général, un plus petit diamètre de tache focale conduit à une concentration plus importante d’énergie et un joint soudé plus fin.
– la position du point de focalisation : dans le cas du soudage, soit en surface, soit dans la matière, soit en dehors de la tôle à souder (défocalisé). La défocalisation du faisceau laser mène à une plus faible concentration d’énergie, et une zone chauffée plus large.
– le gaz de protection : il permet d’éviter l’oxydation des tôles et la perte d’éléments chimiques ainsi que les porosités dans le cordon de soudure.

Défauts géométriques rencontrés dans les joints soudés par laser

L’opération de soudage génère une très forte hétérogénéité dans le joint soudé issue du mélange potentiellement imparfait des deux matériaux des tôles de base, et provoque éventuellement des défauts géométriques pour des raisons diverses . Parmi les différents types de défauts géométriques, le «caniveau » ou la «concavité» sont les défauts les plus courants, souvent issus d’un manque de matière à fondre lors du soudage ou d’un manque de puissance du faisceau laser.

La présence du défaut géométrique résulte directement en une réduction locale de section du joint soudé, qui peut générer un risque de rupture dans le joint soudé lors de la sollicitation mécanique du flan rabouté. Les joints soudés des nuances d’aciers à très haute résistance mécanique sont particulièrement sensibles aux défauts géométriques, qui pourraient générer des ruptures prématurées aux joints soudés. En production industrielle de série, les défauts géométriques sont contrôlés par le soudeur. La profondeur de ces défauts (h) est soumise aux normes du soudage. Il existe plusieurs normes dans le monde. Les normes les plus couramment utilisées par les soudeurs sur les défauts géométriques du joint soudé sont les normes allemandes SEL100 (Stahl-Eisen-Lieferbedingungen). Selon ces normes, la profondeur de caniveaux ou de concavité (h) ne doit pas être supérieure à 10% de la plus petite épaisseur des deux métaux de base (t2) : h ≤ 10% t2. La forme géométrique de ces défauts (entailles) n’est pas réglementée par les normes. Néanmoins, elle peut jouer un rôle important sur le comportement mécanique du joint soudé. Par exemple, l’acuité de l’entaille peut contribuer àla triaxialité des contraintes du joint soudé lors de sollicitation mécanique, surtout que les cordons peuvent ne pas être ductiles dans toutes les situations. Compte tenu de l’hétérogénéité chimique de la zone fondue, le comportement mécanique du joint soudé pourrait être différent selon que le défaut géométrique est localisé sur les zones plus ou moins résistantes.

Emboutissage à chaud

Introduction du procédé

Le procédé conventionnel de l’emboutissage à froid consiste à mettre à forme la pièce par des outils de presse. Ce procédé présente certaines limites pour les applications à la caisse en blanc automobile. Les pièces en acier à très haute résistance ayant souvent une basse formabilité sont difficilement emboutissables. L’emboutissage conventionnel provoque aussi des contraintes internes dans les pièces et le risque de retour élastique difficile à maîtriser après la mise en forme. Différent du procédé de l’emboutissage conventionnel, l’emboutissage à chaud consiste en deux étapes principales   : le chauffage de la pièce dans le domaine austénitique avant de la transférer aux outils de la presse puis la mise en forme de la pièce à l’état austénitique par la presse. Pendant la mise en forme, la pièce subit une trempe par les outils de presse, qui sont refroidis à l’eau. La pièce acquiert ainsi les propriétés mécaniques désirées et la géométrie avec un retour élastique négligeable après l’emboutissage.

Il existe deux variantes de l’emboutissage à chaud   : les méthodes directe et indirecte. Dans la méthode directe, la pièce est chauffée dans le four, transférée dans la presse, par la suite mise en forme et trempée par les outils de presse. La méthode indirecte est caractérisée par utilisation le chauffage d’une pièce mise en forme à froid antérieurement, et la trempe et éventuellement la mise en forme par une presse refroidie après l’austénitisation.

Cycle thermomécanique de l’emboutissage à chaud

Un cycle thermique spécifique est appliqué sur la pièce lors du procédé d’emboutissage à chaud. Après le soudage, la pièce, qui comprend les différents matériaux de base et le ou les joints soudés, est transférée dans un four qui la chauffe à environ 900°C pendant environ 5 minutes, le temps nécessaire pour que l’ensemble de la pièce soit complètement austénitisée, et l’alliage se développe entre le revêtement et le substrat . Une austénitisation complète est nécessaire pour garantir à la fois une bonne formabilité et la microstructure désirée à l’issue de la trempe. La vitesse du chauffage est d’environ 10°C/s, elle est assurée par le transfert thermique entre le four et la pièce, et dépend de l’épaisseur de celle-ci. La durée du chauffage est ainsi définie en fonction de l’épaisseur de la pièce.

Table des matières

1. Introduction
1.1. Introduction générale
1.2. Fabrication des flans soudés en aciers emboutissables à chaud
1.2.1. Flans raboutés et le soudage laser
1.2.2. Emboutissage à chaud
1.2.3. Les aciers dédiés à l’emboutissage à chaud
1.2.4. Revêtement AlSi
1.3. Positionnement du problème industriel
1.3.1. Catégorie de joints soudés
1.3.2. Hétérogénéité du mélange lors du soudage laser de l’assemblage hétérogène
1.3.3. Dilution possible du revêtement dans le joint soudé
1.3.4. Condition du refroidissement lors du traitement thermique
1.3.5. Evolution du procédé de soudage en vue d’améliorer la trempabilité du joint soudé
1.4. Problématiques choisies
1.5. Objectifs de la thèse
1.6. Structure du manuscrit
2. Techniques expérimentales
2.1. Introduction
2.2. Préparation des matériaux de base
2.2.1. Matériaux à étudier
2.2.2. Choix des compositions chimiques
2.2.3. Elaboration des matériaux
2.2.4. Représentativité des matériaux par rapport aux joints soudés
2.3. Traitement thermique simulant l’emboutissage à chaud
2.3.1. Choix des cycles thermiques
2.3.2. Traitement thermique par simulateur thermomécanique
2.3.3. Traitement thermique des coulées synthétiques par trempe à l’huile
2.3.4. Traitement thermique par dilatomètre
2.3.5. Représentativité des matériaux élaborés par rapport aux joints soudés
2.4. Caractérisation microstructurale
2.4.1. Observation de la microstructure
2.4.2. Identification des phases par diffraction des électrons rétrodiffusés
2.4.3. Mesure de la composition chimique avec la microsonde de Castaing
2.5. Caractérisation mécanique des matériaux synthétiques
2.5.1. Microdureté
2.5.2. Essais mécaniques sur les matériaux synthétiques
2.6. Etude des propriétés mécaniques d’assemblages soudés réels
2.6.1. Objectif de l’étude
2.6.2. Préparation des matériaux de base
2.6.3. Création de défauts géométriques sur les joints soudés
2.6.4. Traitement thermique
2.6.5. Essais de traction uni-axiale quasi-statique
2.7. Conclusions
3. Comportement métallurgique : effets de la composition chimique et des paramètres de traitement thermique sur l’évolution microstructurale
3.1. Introduction
3.2. Etat de l’art : effets attendus des conditions de traitement thermique sur la
transformation de phases
3.2.1. Formation de l’austénite lors du traitement thermique
3.2.2. Microstructure ferritique après refroidissement continu
3.2.3. Formation de bainite et de martensite au cours d’un refroidissement continu
3.3. Effets attendus de la composition chimique sur les transformations de phases
3.3.1. Effet du bore
3.3.2. Effet de l’aluminium
3.3.3. Effet du carbone
3.3.4. Effet du niobium
3.3.5. Effet du manganèse
3.4. Objectifs de l’étude du comportement métallurgique
3.5. Comportement métallurgique des métaux de base
3.5.1. Transformations microstructurales du métal de base 22MnB5
3.5.2. Transformation microstructurales du métal de base 6Mn6
3.6. Comportement métallurgique des matériaux de synthèse représentatifs des différents taux de mélange entre 22MnB5 et 6Mn6
3.6.1. Caractérisation des matériaux à l’état brut de solidification
3.6.2. Transformation de phases en chauffage continu
3.6.3. Transformation de phases en refroidissement continu
3.6.4. Microstructure des joints soudés réels entre tôles de 22MnB5 et 6Mn6
3.6.5. Discussion
3.7. Comportement métallurgique du mélange de 22MnB5 avec carbone et/ou aluminium .
3.7.1. Composition chimique des matériaux de synthèse
3.7.2. Matériaux à teneur en carbone variable
3.7.3. Matériaux à teneur en aluminium variable
3.7.4. Matériaux à teneurs en aluminium et en carbone variables
3.7.5. Description paramétrique du comportement métallurgique
3.7.6. Microstructure des joints soudés réels en 22MnB5
3.7.7. Discussion
3.7.8. Perspectives
3.8. Conclusions
4. Comportement mécanique du joint soudé
4.1. Objectif et démarche
4.2. Etat de l’art : Effet de la microstructure sur le comportement mécanique
4.2.1. Transition de rupture ductile – fragile des aciers
4.2.2. Effet de la taille de grains sur les caractéristiques mécaniques
4.2.3. Effets de la composition chimique et des éléments d’alliage
4.2.4. Constituants microstructuraux
4.2.5. Exploitation de l’essai de traction uni-axiale
4.3. Comportement mécanique des métaux de base 22MnB5 et 6Mn6
4.3.1. Comportement mécanique du métal de base 22MnB5
4.3.2. Comportement mécanique du métal de base 6Mn6
4.4. Comportement mécanique des matériaux de synthèse représentatifs des différents taux de mélange entre 22MnB5 et 6Mn6
4.4.1. Introduction
4.4.2. Comportement des matériaux de synthèse en traction uni-axiale quasi-statique
4.4.3. Formulation de la loi de comportement quasi-statique
4.4.4. Conclusions sur le comportement mécanique des matériaux de synthèse intermédiaires entre 22MnB5 et 6Mn6
4.4.5. Caractérisation mécanique des joints soudés 22MnB5/6Mn6 réels en présence d’un défaut géométrique
4.4.6. Modélisation par éléments finis des essais sur joints soudés avec défaut géométrique
4.5. Comportement mécanique à base de 22MnB5 avec l’ajout de carbone et/ou
d’aluminium
4.5.1. Introduction
4.5.2. Résultats des essais de traction uniaxiale
4.5.3. Formulation de la loi de comportement quasi-statique
4.5.4. Caractérisation mécanique des joints soudés réelles en présence d’un défaut géométrique ..
4.5.5. Analyse mécanique par éléments finis des essais sur joints soudés avec défaut géométrique
4.5.6. Evaluation du risque de rupture fragile à basse température, à l’aide des matériaux modèles
4.5.7. Conclusions
4.6. Conclusions
4.7. Perspectives
5. Conclusions
6. Perspectives

Télécharger le rapport complet