Simulation numérique du soudage du TA6V par laser YAG impulsionnel

Le soudage par laser YAG

   L’outil de ce procédé est un rayon laser puissant généré dans une cavité comportant un milieu actif amplificateur et se propageant dans l’atmosphère ou dans un guide jusqu’à une optique de focalisation permettant de l’utiliser. L’onde est caractérisée par sa puissance et sa fréquence. Cette dernière est déterminée par l’énergie des photons émis par les atomes ou les molécules du milieu actif. Dans un rayon, les photons sont organisés en onde électromagnétique caractérisée par sa composante électrique E (x, y, z, t) en tous points de l’espace occupé (E est nulle ailleurs). Au point de focalisation, E atteint des valeurs de l’ordre de 1012 V.cm–1, équivalentes aux champs électriques des liaisons électroniques dans les matériaux, et est capable d’y être absorbée. La puissance, exprimée en watts, résulte du nombre de photons émis par unité de temps, c’est-à-dire de la densité des molécules ou des atomes excités dans la cavité (énergie stockée par cm3) et du volume impliqué. C’est une donnée technologique liée à l’espace occupé par l’émission et à certains compromis de construction du laser. Les diamètres des rayons laser utilisés en soudage, de taille comprise entre quelques millimètres et 2 à 3 cm selon la puissance, permettent de les focaliser très fortement à courte distance moyennant une très faible profondeur de champ. Ainsi, le rayon laser :
peut se propager dans l’air ambiant,
peut être transporté à distance sans affaiblissement notable et dévié par réflexion ou réfraction,
peut être focalisé par un moyen optique simple, mais à faible distance, de l’ordre du décimètre.
Les limitations sont les suivantes :
puissance plafonnée aujourd’hui à 2 kW pour le YAG et à 25 kW continus (on parle aujourd’hui de 45 kW) pour le CO2,
coût élevé avec la puissance,
focalisation fixe et profondeur de champ réduite (par rapport au faisceau d’électrons). Les applications du soudage par laser couvrent principalement le soudage bord à bord de tôles d’épaisseur variant de quelques dixièmes de millimètre à 10 ou 15 mm, des soudures par transparence d’épaisseurs minces et des assemblages mécaniques, en compétition avec le faisceau d’électrons.

Diagramme T.R.C. du TA6V

   Les diagrammes T.R.C. caractérisent le comportement métallurgique du TA6V lors d’un refroidissement continu vers la température ambiante. Ils définissent pour un ensemble d’histoires thermiques subies par la pièce au refroidissement, les instants et les températures de début et de fin de transformations structurales relatives à chacune de ses histoires thermiques particulières et dans certain cas les pourcentages de constituants formés lorsqu’une transformation s’achève. La Figure 2-19 représente le diagramme de transformation en refroidissement continu du TA6V après une mise en solution à 1030°C pendant 30 minutes. Ces diagrammes restent imprécis, ainsi, les températures Ms sont très différentes entre les deux auteurs. Les fractions de phases existantes ne sont pas rapportées. Des travaux récents réalisés sur d’autres alliages ont conduit à des caractérisations plus précises des diagrammes TTT et TRC par résistivité électrique [Laude, 1995], [Bein, 1996], [Laude, 1996] et [Da Costa, 2005]. De telles mesures ont également été obtenues pour des alliages TA6V4 [Côme, 1991]. Par ailleurs les approches plus récentes visent à différencier les domaines de transformation pour lesquels les mécanismes opérant sont différents [Aeby-Gautier, 2007], afin de prévoir les cinétiques en différenciant les morphologies des phases obtenues (phase au joint de grain, phase lamellaire en colonie, phase intragranulaire).

Le soudage du titane

   Les alliages de titane sont facilement soudables en utilisant divers procédés [Timet, 1996]. Le métal fondu est fluide et mouillant. Les soudures saines (exemptes de pollutions ou défauts) sont ductiles en l’état et ont les mêmes propriétés anticorrosives que le métal de base. La fissuration à chaud ou à froid n’est pas à craindre. Cependant, une bonne protection contre la contamination par les gaz de l’atmosphère (oxygène, azote, hydrogène) est indispensable car ils diffusent très rapidement dans l’alliage avec altération de ses propriétés mécaniques. Cette pollution atmosphérique fragilise et amoindrit la résistance à la corrosion. Il s’ensuit une attention toute particulière à la propreté des pièces à assembler ainsi qu’à la protection par gaz inerte. Ainsi le bain fondu, mais aussi les zones affectées thermiquement doivent être protégées tant que la température n’est pas descendue au-dessous de 430°C. Vis-à-vis de ce matériau, le soudage oxyacéthylénique, le soudage à l’électrode enrobée ou le soudage par arc submergé sont inapplicables. De même, le soudage du titane avec d’autres métaux n’est pas possible, de par la formation de composés intermétalliques fragilisants (à l’exception du zirconium, du tantale, du vanadium et du niobium). Dans le cas du soudage du titane commercialement pur, il n’y a pas de ségrégation des solutés et les risques de fissuration à chaud et à froid sont quasiment nuls. Les pertes de propriétés de résistance à la corrosion entre le cordon soudé et le métal de base ne sont pas mesurables, donc il n’y a pas besoin d’utiliser un métal d’apport de grade supérieur ou de réaliser des traitements thermiques après soudure pour éviter un déclassement de la résistance à la corrosion de la soudure (comme c’est le cas pour les aciers inoxydables ou les alliages de nickel). En ce qui concerne la soudabilité métallurgique, le TA6V est soudable avec précautions, du fait de la possibilité de transformations métallurgiques au soudage.

Analyse au MEB des zones d’hétérogénéités

   Les observations MEB révèlent que la structure est aciculaire dans les deux zones claires et sombres. Cependant, les zones foncées ((a) Figure 3-14 a), qui ont subit un recuit de la structure α’ possèdent une structure apparaissant moins dense, avec des aiguilles de martensite beaucoup plus longues que dans les zones blanches ((a) Figure 3-14 b). On peut ainsi considérer que ces zones sombres ont été remises en solution en phase β ou bien qu’elles sont restées dans le domaine β, période durant laquelle le grain β peut grossir, et ainsi conduire à des aiguilles plus longues. Dans les zones qui ont été refondues, (zones claires de la zone fondue), la taille du grain est faible, car la solidification est très rapide, conduisant ainsi à des grains β petits, et donc à des aiguilles α’ très petites. Une analyse par microdureté a été effectuée afin de savoir si la taille de la microstructure dans la zone fondue joue un rôle important du point de vue mécanique. Cette étude est réalisée sur six cordons de soudure polis possédant les paramètres de soudage utilisés pour l’assemblage des pièces en TA6V d’épaisseur 3 mm (Figure 3-15). Nous avons réalisé plusieurs filiations dans les quatre zones caractéristiques du cordon de soudure (métal de base, zone affectée thermiquement, zone fondue recuite et zone fondue non recuite). Ces différentes filiations sont réalisées sur la coupe transverse du cordon avec un espacement de 100 µm sous une charge de 100 g.

Dispositif et conditions expérimentales de l’essai cyclique

   Les essais ont été réalisés sur une machine hydraulique MTS équipée d’un four résistif 3 zones pouvant atteindre 950°C. Les essais ont été réalisés sous air. Le pilotage de l’essai s’effectue à l’aide d’un extensomètre MTS placé sur la partie utile de l’éprouvette. Lors de l’essai, les données suivantes sont enregistrées : le temps, le déplacement de la traverse, le déplacement de l’extensomètre et la force. Deux thermocouples sont placés sur la longueur utile de l’éprouvette afin de mesurer la température et le gradient de température dans la zone utile de l’éprouvette. Les fluctuations maximales de température pendant les essais sont inférieures à 1,5°C par rapport à la consigne. La montée en température s’effectue à une vitesse de 200°C/h, une fois atteinte, on observe un temps de palier pour obtenir l’équilibre thermique de l’éprouvette. Les éprouvettes utilisées pour ces essais sont représentées en annexe 4. Elles présentent une partie cylindrique calibrée de 14 mm de longueur et de 7,13 mm de diamètre. Le rayon du congé de raccordement est de 21 mm. La déformation longitudinale est mesurée directement sur la partie utile de l’éprouvette par un capteur de type capacitif de 10 mm de base de mesure, le capteur étant fixé par couteaux sur un seul côté par rapport à l’axe de l’éprouvette. Cette mesure est reportée horizontalement à l’extérieur de la zone de chauffe (Annexe 5).

Table des matières

1. INTRODUCTION 
1.1. CONTEXTE
1.2. PROBLEMATIQUE ET DEMARCHE SCIENTIFIQUE
2. ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE
2.1. GENERALITES SUR LE SOUDAGE
2.2. PROCEDE DE SOUDAGE PAR FAISCEAUX A HAUTE ENERGIE : LE LASER 
2.2.1. Généralités
2.2.2. Le soudage par laser YAG
2.2.2.1. Principe et généralités
2.2.2.2. Description du laser YAG
2.2.2.3. Le soudage laser YAG impulsionnel
(a) Généralités
(b) Transfert de l’énergie
(c) Formation du bain de fusion
(d) Formation du capillaire
(e) Formation du plasma
(f) Etude macrographique d’un joint soudé par ce procédé
2.2.2.4. Caractéristiques du soudage laser YAG propre à notre étude
2.3. LE TITANE ET SES ALLIAGES 
2.3.1. Le titane
2.3.1.1. Généralités sur le titane, [Boyer, 1994], [Combres, 1997]
2.3.1.2. Structure du titane et propriétés physiques [Combres, 1999, a], [Handbook titanium, 1974]
(a) Aspects cristallographiques
(b) Propriétés physiques du titane
(c) Propriétés mécaniques
2.3.1.3. Classification des alliages de titane et effets des éléments d’alliage
(a) Les alliages α
(b) Les alliages β et quasi β
(c) Les alliages α-β
(d) Hérédité structurale
2.3.1.4. Les différentes phases rencontrées dans les alliages de titane et leurs morphologies [Combres, 1995]
(a) Phase α
(b) Phase β
(c) Phases martensitiques
(d) Phase fragilisante
(e) Phases intermétalliques
2.3.2. Présentation de l’alliage de titane étudié : le TA6V [Combres, 1995]
2.3.2.1. Généralité
2.3.2.2. Les diverses morphologies du TA6V après traitement thermique
2.3.2.3. Cinétiques de transformation de phases : Diagrammes T.T.T et T.R.C du TA6V
(a) Diagramme T.T.T.du TA6V
(b) Diagramme T.R.C. du TA6V
2.3.2.4. Caractéristiques mécaniques et physiques de l’alliage TA6V
(a) Caractéristiques physiques
(b) Caractéristiques mécaniques
2.3.2.5. Fabrication d’une barre forgée de TA6V
2.4. SOUDABILITE DU TA6V
2.4.1. Le soudage du titane
2.4.2. Les procédés de soudage
2.4.3. Evaluation de la qualité d’une soudure
2.4.4. Caractéristiques métallurgiques des soudures
2.4.5. Mécanique des soudures
2.4.5.1. Ténacité
2.4.5.2. Fatigue
2.4.5.3. Résistance statique et ductilité
2.5. CONCLUSION
3. ETUDE METALLURGIQUE 
3.1. INTRODUCTION
3.2. ANALYSES METALLURGIQUES DES CORDONS DE SOUDURE
3.2.1. Zones caractéristiques lors du soudage du TA6V
3.2.2. Etude de la zone affectée thermiquement (Z.A.T.)
3.2.3. Etude de la zone fondue
3.2.3.1. Analyse par DRX de la structure cristallographique [Ravat, 2004]
(a) Dispositif et conditions expérimentales
(b) Résultats
3.2.3.2. Analyse par microsonde de Castaing d’un cordon de soudure
3.2.3.3. Analyse au MEB des zones d’hétérogénéités
3.2.4. Bilan de l’analyse du cordon de soudure
3.3. ETUDE DES TRANSFORMATIONS DE PHASES
3.3.1. Etude pour des conditions de chauffage lent. Approche de l’équilibre thermodynamique et évolution des paramètres de maille et du taux de phase en fonction de la température
3.3.1.1. Analyse DRX in situ au synchrotron
3.3.1.2. Analyse par thermocalc® de l’influence de la composition chimique
3.3.1.3. Essais dilatométriques pour un chauffage lent
3.3.2. Transformation de phases hors équilibre thermodynamique
3.3.2.1. Dilatométrie rapide sur machine GLEEBLE
3.3.2.2. Traitement thermique successif (caractérisation métallographique)
3.3.2.3. Essai dilatométrique rapide sur éprouvette tubulaire
3.4. MODELISATION METALLURGIQUE
3.4.1. Modélisation à partir des diagrammes TTT
3.4.2. Modèles phénoménologiques des transformations de phase (modélisation à partir des diagrammes TRC)
3.4.2.1. Modèle de Leblond
3.4.2.2. Modèle de Waeckel
3.4.2.3. Modèle de transformation Martensitique
3.4.3. Choix du modèle métallurgique
3.5. BILAN METALLURGIQUE 
4. ETUDE THERMOMECANIQUE DU TA6V
4.1. INTRODUCTION
4.2. CARACTERISATION EXPERIMENTALE
4.2.1. Objectif des essais et détermination de la gamme de sollicitation
4.2.2. Essai mécanique cyclique (traction / compression)
4.2.2.1. Dispositif et conditions expérimentales de l’essai cyclique
4.2.2.2. Programme expérimental des essais cycliques
4.2.2.3. Résultats expérimentaux des essais de caractérisation
(a) Influence des cycles pour le TA6V
(b) Effet du maintien en température
(c) Caractérisation de l’écrouissage du matériau
(d) Sensibilité à la vitesse de déformation et à la température
(e) Comparaison du comportement mécanique du matériau de base et de la martensite
4.2.2.4. Discussion
4.2.3. Essai de traction-relaxation
4.2.3.1. Dispositif et conditions expérimentales de l’essai de relaxation
4.2.3.2. Programme expérimental des essais de relaxation
4.2.3.3. Résultat des essais de relaxation
(a) Etude de l’anisotropie du matériau
(b) Etude de la relaxation du matériau de base et de la martensite
4.2.3.4. Discussion
4.2.4. Essai sur machine DITHEM avec mesure de résistivité
4.2.4.1. Dispositif et conditions expérimentales
4.2.4.2. Programme expérimental des essais DITHEM
4.2.4.3. Présentation des résultats
4.2.4.4. Discussion des résultats
4.2.5. Synthèse des essais expérimentaux
4.3. MODELISATION DU COMPORTEMENT THERMOMECANIQUE DU MATERIAU
4.3.1. Présentation du modèle utilisé dans chaque phase
4.3.1.1. Cadre général
4.3.1.2. Le modèle viscoplastique
(a) Phénomène d’écrouissage
(b) Variable d’écrouissage
(c) Effets de la viscosité
(d) Expression de l’écoulement viscoplastique
(e) Expression de l’écrouissage
4.3.2. Etape de changement d’échelle
4.3.3. Implantation numérique du modèle
4.3.4. Identification de la loi de comportement
4.3.5. Détermination des paramètres du modèle
4.3.6. Comparaison du modèle avec l’expérience
4.4. SYNTHESE SUR LE COMPORTEMENT THERMOMECANIQUE
5. VALIDATION GLOBALE DE LA DEMARCHE
5.1. DESCRIPTIF DE L’ESSAI DE VALIDATION
5.1.1. Préparation de l’essai
5.1.1.1. Préparation du poste laser
5.1.1.2. Agrafage des échantillons
5.1.1.3. Contrôle dimensionnel avant soudage
5.1.1.4. Instrumentation thermique
5.1.2. Cas de la plaque
5.1.2.1. Implantation des thermocouples
5.1.2.2. Résultats
5.1.2.3. Déformation de la plaque après soudage
5.1.3. Cas des tubes
5.1.3.1. Implantation et résultats des thermocouples
5.1.3.2. Mesure des contraintes au niveau du cordon durant le soudage
5.1.3.3. Analyses des contraintes résiduelles par DRX
5.2. MODELISATION DE L’APPORT DE CHALEUR DU PROCEDE
5.2.1. Introduction
5.2.2. Simulations thermiques par éléments finis des cordons de soudure
5.2.2.1. Hypothèses de calcul
(a) Effets convectifs
(b) Pertes thermiques
5.2.2.2. Détermination de la source de chaleur numérique
(a) Caractérisation de la forme du flux
(b) Détermination de l’intensité du flux
5.2.2.3. Comparaison des simulations optimisées avec l’expérience
5.2.3. Discussion
5.3. MODELISATION MECANIQUE DU PROCEDE DE SOUDAGE DE LA PLAQUE ET DU TUBE
5.3.1. Introduction
5.3.2. Générations des contraintes internes
5.3.3. Conditions de calcul
5.3.4. Résultats du calcul mécanique sur la plaque
5.4. CONCLUSION
6. CONCLUSIONS GENERALES ET PERSPECTIVES

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