Mesure de température par thermocouple

Études expérimentales

Les premières études expérimentales sur le FLC datent de 1985. Le laser est la source la plus étudiée, mais les sources d’induction (Bae et al., 2008; Jang, 2002; Nguyen T-H, 2009) et de flammes oxy-propane ou oxy-acétylène (Biswas, Mandal et Sha, 2009; Biswas et al., 2011; Hemmati et Shin, 2007; Ryu et Kim, 2008; Tomita et al., 2001) sont toujours utilisées, principalement grâce à leur forte disponibilité dans les secteurs industriels concernés. Le laser présente l’avantage de fournir de grandes densités de puissance qui, combinées à des vitesses d’avance élevées permet de générer un gradient de température élevé dans l’épaisseur. Quant à l’induction, elle permet de fortes puissances et permet également d’obtenir un large diamètre de source de chauffe. L’objectif principal des recherches expérimentales consiste à déterminer les paramètres qui ont une influence sur le procédé ainsi que leur relation (Edwardson et al., 2010b; Geiger, Müller et Hennige, 2001; Jang, 1997; Li, Geiger et Vollertsen, 1998; Li, 2000; McCarthy, 1985). McCarthy (McCarthy, 1985) a proposé une relation (cf. la figure (Figure 1.6)) entre la déformation angulaire et la puissance de la source (Q), la vitesse d’avance (v) et l’épaisseur du matériau (h).

L’importance des paramètres a été étudiée par Zhou (Zhou et al., 2006) à partir d’un plan factoriel de cinq facteurs à deux niveaux sur de l’acier inoxydable AISI 304L. La conclusion est qu’il faut considérer les paramètres dans l’ordre suivant (du plus influent au moins influent) : le nombre de passe, la puissance du laser, l’épaisseur de la plaque, la vitesse d’avance et finalement le diamètre de la source. Cette étude a cependant été menée sur des plaques de 0,5 et 0.8mm d’épaisseur, ce qui peut poser des problèmes dans la comparaison avec l’application aux plaques plus épaisses. Cependant, elle introduit le principe que les déformations peuvent s’additionner à chaque nouvelle passe. Ainsi, si l’on obtient une déformation angulaire de 1° à chaque passe, il sera possible de plier la plaque de l’angle souhaité par incrément. On parle alors de FLC « multipasses » qui est le procédé basé sur ce principe. Le groupe de travail de l’université de Liverpool a publié plusieurs articles sur le sujet (Dearden G., 2003; Edwardson et al., 2006; Edwardson et al., 2010a; Edwardson et al., 2010b).

Plusieurs auteurs (Jha, Nath et Roy, 2008; Shen, Hu et Yao, 2010) ont étudié l’influence de la géométrie de la plaque (largeur, plaque à épaisseur variable). La déformation le long de la trajectoire entraine une déformation plus prononcée en début et fin de passe. Ce phénomène porte le nom d’effet de bord. Ainsi, il a été démontré qu’en modifiant la vitesse de la source le long de la trajectoire, il est possible d’atténuer les effets de bord de plaque et d’obtenir un profil plus constant. Plusieurs configurations de mise en position de la plaque ont été expérimentées. Ainsi, Edwardson et al. (Edwardson et al., 2010b) ont montré que le bridage dans un V (cf. la figure (Figure 1.7b)) est plus efficace que le bridage en porte-à-faux (cf. la figure (Figure 1.7a)) et que la différence d’efficacité augmente avec l’épaisseur car dans le cas du bridage dans un « V », le poids de la plaque aide à la déformation.

Modèle élasto-plastique simple pour le mécanisme de gradient thermique Dans un article, Jang (Jang, 1997), propose une modélisation qui est la base de plusieurs articles de recherche sur le mécanisme de gradient thermique (Son K.J; Yu et al., 2001; Yu, 2000). Il est cité plus de 50 fois. Ce modèle permet de mettre en avant les paramètres influents dans le cas de la déformation en MGT. Le point de départ est de considérer la zone chauffée comme une section circulaire de diamètre 2a en expansion retenue par un matériau de raideur K (matériau environnant plus froid) telle qu’illustrée dans la Figure 1.8). Ce modèle illustre la dilatation différentielle créée par le gradient thermique. La zone circulaire est alors le siège d’une pression p. La raideur K est liée au module d’Young du matériau. La zone chauffée arrive rapidement dans un état de compression de sorte que la contrainte du matériau dépasse sa limite élastique et le matériau change de configuration. Lors du refroidissement, le matériau se contracte et les contraintes de compression diminuent jusqu’à s’annuler puis devenir des contraintes de tension. Cette zone est alors le siège de tensions résiduelles qu’il est possible de déterminer par les lois de la thermo-élasticité (équations 1.2 et 1.3). Les déformations plastiques maximums créées lors du chauffage, sont dépendantes de la température maximum atteinte localement et du coefficient de dilatation thermique, la contraction au refroidissement crée des déformations élastiques dépendantes des propriétés mécaniques du matériau.

Tel qu’exprimées dans les équations (1.2) et (1.3), les déformations résiduelles sont égales à la différence entre les déformations plastiques maximum et les déformations élastiques au refroidissement. où K est la raideur du matériau environnant, Tc est la température critique, ν est le coefficient de poisson du matériau, σy est la limite d’élasticité du matériau, αth est le coefficient de dilatation thermique du matériau et E est le module d’élasticité du matériau. L’indice « d » correspond à la zone de déformations résiduelles, l’indice « m » correspond au matériau environnant. Dans l’épaisseur, la forme de la zone plastifiée est essentiellement dépendante du champ de température créée lors de la passe de chauffe et peut-être déterminée par les lois de la conduction de la chaleur. Cette zone est assumée conique telle que représentée dans la figure (Figure 1.9). L’enveloppe de cette zone correspond au lieu où la température a atteint une valeur critique d’environ 870oC. La déformation finale du matériau est issue de l’intégration de toutes les contraintes résiduelles dans la zone critique. Cette zone est assimilée à une forme conique en relation avec la distribution de température.

Les tensions résiduelles suivant l’axe y créent un moment de flexion de la plaque suivant l’axe x. La déformation finale de la plaque s’exprime en calculant l’intégrale des contraintes résiduelles dans la plaque, soit, pour le modèle, dans la zone de déformation résiduelle. Les déformations résiduelles changent avec la profondeur. La déformation finale s’exprime par l’équation 1.4: où θ est l’angle de déformation, ν est le coefficient de Poisson du matériau, h est l’épaisseur du matériau, ε* est la contrainte résiduelle et az est la largeur de la zone de contrainte résiduelle à la profondeur z tel que défini dans la figure 1.9. On s’aperçoit que les déformations résiduelles sont dépendantes des caractéristiques du matériau, de l’épaisseur de la plaque, mais également de la largeur de la zone chauffée. Il apparait que pour un maximum de déformation, il est avantageux d’élargir la zone affectée thermiquement.

Mesure de température par thermocouple

Le thermocouple est un instrument très utilisé en soudage pour la mesure de température. Un thermocouple est constitué de deux fils de métaux différents mis en contact pour créer une « jonction chaude ». La jonction peut être réalisée en soudant (cf. la figure (Figure 2.1a)) ou en torsadant (cf. la figure (Figure 2.1b)) à une extrémité les deux brins du thermocouple. En fonction de la combinaison de métaux utilisés dans le thermocouple et de la température à laquelle se trouve la jonction, une tension se crée dans le thermocouple par effet Seebeck. Il existe plusieurs combinaisons de métaux standardisées permettant de les réaliser. Le tableau 2.1 donne les compositions des thermocouples les plus courants. Les principales différences entre les types sont le domaine de température admissible et l’erreur du thermocouple. Chaque brin est ensuite relié à un voltmètre qui mesure la tension à la jonction. Il est important de s’assurer de la polarité des brins pour avoir des résultats justes.

En soudage, les vitesses de chauffe sont rapides (>>100°C.s-1 lors du chauffage). Comme la réponse dynamique d’un thermocouple est essentiellement dépendante de son diamètre, il est important de choisir un thermocouple suffisamment fin pour pouvoir mesurer ces variations. La figure (figure 2.1) présente la variation du temps de réponse d’un thermocouple en fonction de son diamètre. Pour toutes les expérimentations, des thermocouples de type K (Chromel-Alumel) ont été choisis car ce type de thermocouple est approprié dans un domaine de température qui convient au soudage. Les diamètres 0.12 mm et 0.25 mm ont été testés. Les résultats de mesure sont semblables pour notre application mais les thermocouples plus fins sont aussi plus fragiles et plus délicats à manipuler. Le choix s’est donc porté vers le diamètre de 0.25mm. Les jonctions sont soudées par résistance sur les échantillons, ceci permet de garantir la meilleure conduction thermique.

Le rapport de stage ou le pfe est un document d’analyse, de synthèse et d’évaluation de votre apprentissage, c’est pour cela chatpfe.com propose le téléchargement des modèles complet de projet de fin d’étude, rapport de stage, mémoire, pfe, thèse, pour connaître la méthodologie à avoir et savoir comment construire les parties d’un projet de fin d’étude.

Table des matières

INTRODUCTION
CHAPITRE 1 REVUE BIBLIOGRAPHIQUE
1.1 Description du procédé
1.1.1 Les mécanismes de « réduction » et de « flambage »
1.1.2 Mécanismes de gradient thermique
1.2 Effort de recherche
1.2.1 Études expérimentales
1.2.2 Modèles analytiques
1.2.2.1 Modèle élasto-plastique simple pour le mécanisme de gradient thermique
1.2.2.2 Autres modèles analytiques
1.3 Les propriétés des matériaux
1.4 Obtention de formes complexes
CHAPITRE 2 EXPÉRIMENTATIONS
2.1 Introduction
2.2 Mesure de température par thermocouple
2.3 Mesure de la déformation à l’aide d’un LVDT
2.4 Lecture et enregistrement des résultats
2.5 Expérimentations à l’aide d’une flamme oxyacétylénique
2.5.1 La flamme oxyacétylénique
2.5.2 Dispositif expérimental
2.5.2.1 Dimensions et analyse chimique des plaques
2.5.2.2 Mise en position des échantillons
2.5.2.3 Mise en place des instruments de mesures
2.5.2.4 Protocole d’essai
2.5.3 L’induction électromagnétique
2.6 Résultats expérimentaux
2.6.1 Flamme oxyacétylénique
2.6.2 Induction électromagnétique
2.7 Conclusions
CHAPITRE 3 MODÉLISATION DU PROCÉDÉ
3.1 Présentation de SYSWELD
3.2 Modèle des plaques
3.3 Modèle de matériau
3.3.1 Historique des déformations plastiques
3.4 Conditions aux limites
3.4.1 Modélisation des échanges thermiques
3.4.2 Modélisation du bridage mécanique
3.5 Définition de la source thermique
3.5.1 La flamme oxyacétylénique
3.5.2 Modélisation de l’induction
3.6 Résultats de simulation
3.6.1 Simulation de la flamme oxyacétylénique
3.6.2 Simulation de l’induction
3.7 Analyse des contraintes
CHAPITRE 4 SIMULATIONS DE SOURCES VIRTUELLES
4.1 Sources gaussiennes surfaciques
4.2 Distribution volumique
4.3 Simulations à énergie linéaire constante
4.4 Résultats
4.5 Évolution temporelle des contraintes
4.6 Remarques et discussions
CHAPITRE 5 SIMULATIONS À DEUX-SOURCES
5.1 Introduction
5.2 Partie expérimentale
5.2.1 Objectifs
5.2.2 Protocole
5.2.3 Résultats
5.2.3.1 Influence de la vitesse d’avance et de la puissance
5.2.3.2 Introduction de l’énergie linéaire
5.2.4 Modélisation de la source laser
5.2.5 Simulations à deux sources
5.3 Résultats
5.4 Discussion
CONCLUSION
BIBLIOGRAPHIE
ANNEXE I ANALYSE DE L’ACIER 304L UTILISÉ
ANNEXE II COMPOSITION DE L’ACIER CA6NM UTILISÉ
ANNEXE III ETUDE PARAMÉTRIQUE DE MCCARTHY (McCarthy, 1985)
ANNEXE IV CARACTÉRISTISTIQUES DU GL200
ANNEXE V CARACTÉRISTIQUES DE LA MACHINE D’INDUCTION
AMBRELL EASYHEAT 8310
ANNEXE VI RÉSULTATS DES EXPÉRIMENTATIONS A L’AIDE
DU LASER