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Amélioration par grenaillage de la tenue en fatigue des assemblages soudés en alliage d’aluminium

N Sidhom*, C Braham**, H-P Lieurade***

* Laboratoire de Mécanique, Matériaux et Procédés (SERST – LAB – STI –03) - ESSTT, 5 Avenue Taha Hussein, 1008 Montfleury, Tunis - Tunisie. **Laboratoire d’Ingénierie des Matériaux LIM ENSAM, 151 Bd de l’hôpital 75013, Paris *** Département des matériaux, CETIM, Senlis - France. Résumé : L’amélioration par grenaillage de la tenue en fatigue des assemblages soudés en T, fabriqués en alliage 5083 H11, est évaluée expérimentalement par des essais de fatigue flexion quatre points avec un rapport de charge R = 0,5. Ces résultats ont permis de valider une approche prédictive des durées de vie en fatigue basée sur l’exploitation des relations déformations équivalentes durée de vie au niveau du site d’amorçage couplée à une approche basée sur les concepts de la mécanique de la rupture. 1. Introduction Les alliages d’aluminium de la série 5000 sont largement employés dans le domaine ferroviaire, maritime et routier [1 à 12]. Ils offrent un allègement précieux par rapport aux structures équivalentes en aciers [5,6]. Néanmoins, la réalisation des soudures entraîne des modifications géométriques, microstructurales et mécaniques qui sont à l’origine d’une réduction de 60% de la limite d’endurance par rapport au matériau de base [5,8,11]. Les traitements de parachèvement par le grenaillage ont fait leur preuve dans l’amélioration de la résistance en fatigue des assemblages soudés en acier [13,14]. Ils sont récemment utilisés pour les assemblages en alliages d’aluminium [4 à 12]. Les améliorations obtenues sur ces derniers dépendent des conditions de grenaillage [8], de la configuration des assemblages [8,12] et du niveau de qualité des soudures [11]. Elles sont de 90 % pour les assemblages bout à bout ou en T à 100% pour les assemblages cruciforme [14]. Les données expérimentales concernant les assemblages à angle en alliage d’aluminium sont relativement rares [5]. Il en est de même pour les approches prédictives des durées de vie des assemblages à l’état brut de soudage [15 à 18] ou à l’état grenaillé [5,15,16] par suite de la multitude des paramètres mis en jeu et de la complexité du calcul. C’est dans ce cadre qu’on se propose de mener une étude expérimentale permettant l’évaluation de l’apport d’un traitement de grenaillage sur la tenue à la fatigue des assemblages en alliage d’aluminium 5083 H11, et de vérifier l’aptitude prédictive de l’approche locale déformation-durée de vie couplée à l’approche basée sur les concepts de la mécanique de la rupture appliquée aux assemblages soudés en alliage d’aluminium. 2. Assemblages soudés 2.1.Matériaux constitutifs Les assemblages soudés, faisant l’objet de cette étude ont été réalisés à partir des tôles de 10 mm d’épaisseur, en alliage aluminium 5083 fourni par la société PECHINY. L’alliage 5083, de composition chimique reportée dans le tableau 1, est à l’état de traitement H11 résultant d’un écrouissage (1/4 dure) suivi d’un recuit à 350°C pendant 2h. Le métal d’apport est un fil en l’alliage 5183. Les caractéristiques mécaniques de traction, de fatigue oligocyclique et de fissuration du métal de base, déterminées dans le cadre de cette étude sont reportées dans le tableau 2.

2

Tab.1: Composition chimique de l’alliage de base (% en pds). Nuance Si Fe Cu Mn Mg Cr Ni Zn Ti Zr Pb5083 0,14 0,25 0,06 0,53 4,54 0,11 2,7 0,08 0,02 1,4 4

Tab. 2 : Caractéristiques du métal de base 5083 H11. traction oligocyclique fissuration

sens Rp0,2 MPa

Rm MPa

A % K’ n’ σ'f /E b ε’f c C

m/cycle m ∆Ks MPam1/2

L 143 312 26

T 140 314 24 755 0,18 0,0077 0,105 0,048 0,41 3.10-11 3,3 4,5

2. 2. Conditions de soudage : Les assemblages étudiés sont en forme de T, fabriqués à l’Institut de soudure, en une seule passe par le procédé MIG (Metal inert gaz), sous atmosphère contrôlée (70% Ar/30% He) dans les conditions reportées dans le tableau 3. Les joints des soudures sont dans le sens du laminage des tôles de base (fig.1).

ρθ Plat du joint

direction de laminage

Fig. 1 : Configuration et dimensions des assemblages Tab. 3 : Conditions de soudage par MIG.

vitesse de fil intensité tension vitesse d'avance débit gaz énergie

13 (m/min) 240 (A) 24 (V) 50 (cm/min) 25 (l/min) 6,9 (kJ/cm)

Les assemblages sont caractérisés par des dispersions de la géométrie locale au pied de cordon (0,3mm <ρ< 1mm et 50°<θ<70°) avec des valeurs moyennes du rayon de ρ = 0,7 mm et θ = 56°, retenues pour tout calcul EF. 2.3. Conditions de grenaillage : Le grenaillage est réalisé avec des billes d’acier, visant des profondeurs durcies importantes. Les conditions sont reportées dans le tableau. 4.

Tab. 4 : Conditions de grenaillage

3. Essais effectués La caractérisation microstructurale, des assemblages à l’état brut de soudage et à l’état grenaillé, a été effectuée par des observations métallographiques aux microscopes optique et électronique à balyage, complétées par des filiations de micro-dureté Vickers sur des coupes transversales (25 à 50g). Les distributions de contraintes résiduelles au pied de cordon ont été déterminées par les méthodes du trou incrémental et de diffraction des RX. L’évaluation expérimentale de la tenue à la fatigue des assemblages dans les états brut de soudage et grenaillé et l’amélioration apportée par le traitement de grenaillage ont

Calibre Intensité Almen Recouvrement Contrôle PEESCAN MI 330R F16 - F20 A 125% oui

3

été obtenues par des essais de fatigue flexion 4 points effectués sur une machine de fatigue type MTS à la température ambiante, sous un rapport de charge R = 0,5 et à des fréquences de 10 à 15 Hz. La censure visée est 2.106 cycles. Le rôle des défauts et de la microstructure dans l’amorçage et la propagation des fissures de fatigue a été élucidé par examens micrographiques et microfractographiques . 4. Résultats 4.1. Caractérisation microstructurale 4. 1.1. Assemblages à l’état brut de soudage L’examen micrographique des coupes transversales de la zone du pied de cordon permet de distinguer nettement le gradient typique de microstructures de soudage, avec la mise en évidence de la structure du métal fondu, associée à une solidification dendritique orientée, celle de la zone affectée thermiquement (ZAT) caractérisée par un grossissement de grains, et de la structure écrouie du métal de base (fig. 2). Les filiations de microdureté associées révèlent un adoucissement de la structure de la ZAT (54HV0,025), d’une étendue d’environ 200µm par rapport à la structure du métal de base (80Hv0,025) ou à celle du métal fondu (66Hv0,025) (fig. 3).

ZAT métal de base

métal fondu

20

40

60

80

100

120

0 2 4 6Profondeur (mm)

Hv0

,025

Métal de baseZATMétal fondu

Fig. 2 : microstructures de soudage Fig. 3: Profil de microdureté

Les profils des contraintes résiduelles, au pied de cordon d’un assemblage à l’état brut de soudage, révèlent des contraintes de traction, dans les deux directions transversale σxx et longitudinale σyy de 40 à 50 MPa sur une épaisseur de 0,7 mm (fig. 4).ZAT

-100

-50

0

50

100

150

200

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7

P r of onde ur ( mm)

σxx

σyy

τxy

Fig. 4 : Profils de contraintes résiduelles au pied de joint à l’état brut de soudage

4. 1. 2. Assemblages à l’état grenaillé L’examen des surfaces grenaillées au MEB met en évidence des replis et des recouvrements de matière, typiques de l’état de surface d’un matériau ductile grenaillé (fig. 5a). Les coupes transversales au cordon révèlent des structures de métal fondu excessivement déformées, avec des microfissures débouchantes ou internes de 50 à 80µm de la surface (fig. 5b). Les filiations de microdureté associées révèlent, un durcissement s’étendant sur 0,8 mm de profondeur avec un maximum de 140 HV0,05 (∆Hv/Hv = 75%) atteint en surface (fig. 6). A ce durcissement est associé un profil de

4

contraintes résiduelles de compression de valeur maximale de l’ordre de -160 MPa dans la direction longitudinale à la soudure (σyy) et de -200 MPa dans la direction transverse (σxx). Ces contraintes se relaxent partiellement en surface (fig. 7).

a) Replis et recouvrements de matière b) Etat de dégradation des surfaces par grenaillage

Fig. 5 : Qualité microgéométrique et état d’endommagement des surfaces grenaillées

020406080

100120140160

0 200 400 600 800 1000 1200Profondeur (µm)

Mic

ro d

uret

é H

v0,0

5

Couche grenaillée Métal de base

-250

-2 00

-150

-100

-50

0

50

100

0 0 ,1 0 ,2 0 ,3 0 ,4 0 ,5 0 ,6 0 ,7 0 ,8 0 ,9

Pro f o nd eur ( mm)

σxx

σyy

τ xy

Fig. 6: Durcissement superficiel au pied de

cordon à l’état Fig. 7: Profils de contraintes résiduelles au

pied de cordon à l’état grenaillé 4. 2. Tenue à la fatigue des assemblages 4. 2. 1. Evaluation expérimentale *Estimation de la limite d’endurance Les limites d’endurance conventionnelles ∆σD à 2.106 cycles des trois états ont été estimées à l’aide de la méthode de l’escalier et celle de Bastenaire. Les résultats reportés dans le tableau 5 montre un affaiblissement de la tenue à la fatigue des assemblages à l’état brut de soudage par rapport au métal de base, exprimée par le rapport ∆σDBS/ ∆σDMB = 0,37. Le grenaillage apporte une amélioration substantielle de la résistance des assemblages soudés, jugée par le rapport ∆σDG/ ∆σDBS = 1,83. Le report des résultats des essais de fatigue dans le diagramme ∆σ−logΝ permet de mettre en évidence l’amélioration apportée par grenaillage (fig. 8). Tab. 5: Valeurs des limites d’endurance ∆σD à 2.106 cycles

Bastenaire Staircase Etat ρ (mm) θ (°)

R ∆σD (MPa) s (MPa) ∆σD (MPa) s (MPa)

métal de base - - 0,5 112 16 122 36

Brut soudage 51 5 45 - Grenaillé

0,7 ± 0,3 56 ± 8 0,581 11 82,5 -

5

0

20

40

60

80

100

120

140

160

1,0E+04 1,0E+05 1,0E+06 1,0E+07Nombre de cycles

∆σ n

(MPa

)

brut de soudageGrenaillémétal de base

Fig. 8 : Diagramme de Wöhler

*Amorçage des fissures de fatigue : L’analyse du mode d’endommagement par fatigue des assemblages révèle des ruptures systématiques au pied de cordon, pour les deux états, brut de soudage ou grenaillé, accusant le rôle de la concentration de contrainte, engendrée par la géométrie locale du pied de cordon. Les faciès de rupture des assemblages à l’état brut de soudage révèlent des amorces multiples à partir de la surface, souvent à proximité des défauts de soudage (inclusions de laitier) (fig. 9). Pour les assemblages grenaillés les fissures s’amorcent en sous couches à partir des défauts de grenaillage, situés dans la zone la plus sollicitée du pied de cordon, généralement dans le métal fondu (fig. 10).

100µm

Fig. 9 : Amorçage, à proximité des inclusions du laitier, au pied de joint en AA5083 à l’état brut

de soudage ∆σ = 80MPa ; R = 0,1 ; NR = 251000 cycles

50µm

Fig. 10 : Amorçage des fissures de fatigue en sous couche, dans les assemblages grenaillés en

AA 5083 H11 ∆σ = 90MPa ; R = 0,5; ΝR = 548161 cycles

Métal fondu

métal fondu

défaut de grenaillage

métal fondu

6

*Relaxation cyclique des contraintes résiduelles Les sollicitations cycliques des assemblages grenaillés à un niveau de chargement voisin de la limite d’endurance (∆σn = 85 MPa) engendrent une relaxation importante dans la direction de sollicitation principale (fig. 11a) et faible dans la direction longitudinale (fig. 11b).

-250

-200

-150

-100

-50

0

50

100

0 0,2 0,4 0,6 0,8

P r of onde ur ( mm)

Série2σxx init iales σxx s tab ilisées

66

-250

-200

-150

-100

-50

0

50

100

0 0,2 0,4 0,6 0,8

P r of onde ur ( mm)

Série1σyy init iales σyy stabilisées

a) Contraintes résiduelles transversales σxx b) Contraintes résiduelles longitudinales σyy

Fig. 11: Relaxation cyclique des contraintes résiduelles au pied d’un cordon grenaillé, ∆σ = 85MPa ; NR = 450290 cycles

4. 2. 2. Evaluation prédictive: *Durée de vie en amorçage : l’application de l’approche déformation-durée de vie au point le plus sollicité du pied de cordon, permet le calcul de la durée de vie en amorçage moyennant la relation (1) de Manson et Halford [15, 16], en tenant compte de la l’état multixial [17, 18] de contraintes (appliquées et résiduelles stabilisées) et de déformations équivalentes au sens de Von Mises.

cb

c

f

eqVMmff

ba

eqVMmfeqVM NaNE

)2()2(2 '

)('

')('

Σ−+

Σ−=

∆σ

σε

σε (1)

σ'f et b étant le coefficient et l’exposant de résistance à la fatigue du matériau de base ; ε'f et c le coefficient et l’exposant de ductilité en fatigue du matériau de base. Les niveaux de contraintes équivalentes ∑m (eqVM) et de déformations ∆εeqV.M sont déterminés pour chaque condition de chargement par calcul EF à l’aide des codes Idéas et Abaqus. Un maillage affiné a été optimisé pour les zones du pied de cordon (fig. 12). Les résultats de ce calcul mettent en évidence l’effet bénéfique des contraintes résiduelles de compression dans l’amélioration de la durée de vie à l’amorçage des fissures de fatigue pour les assemblages grenaillées en comparaison avec l’état brut de soudage (fig. 13).

C:\Elastoplastique16.mf1RESULTS: 2- B.C. 2,STRESS_2,LOAD SET 1STRESS - VON MISES MIN: 4.37E+00 MAX: 2.24E+05 VALUE OPTION:ACTUALFRAME OF REF: PART

4.37E+00

3.73E+04

7.46E+04

1.12E+05

1.49E+05

1.86E+05

2.24E+05

1030507090

110130150170

1,0E+03 1,0E+04 1,0E+05 1,0E+06 1,0E+07Durée de vie à l'amorçage Na

∆σn (M

Pa)

Grenaillé

Brut de soudage

Fig. 12 : Structure de maillage pour le Calcul

en EF Fig. 13 : Effet bénéfique des contraintes

résiduelles sur la durée de vie en amorçage

7

* Durée de vie en propagation La durée de vie en propagation Np peut être déduite par l’intégration de la loi de Paris (2), en tenant compte de l’évolution de la géométrie de la fissure principale au cours de la propagation [19] et de ses conséquences sur la distribution des contraintes et des déformations à la pointe de la fissure, de forme semi-élleptique (a, 2c). La propagation de celle-ci est supposée homothétique avec un rapport a/c égal à 0,17 pour l’état brut de soudage et 0,11 pour l’état grenaillé, valeurs déduites de l’analyse statistique des faciès de rupture.

∫

∆

=− T

fa

Ta mm

mp

Ta

Tag

Tad

CTN

0

)21(

).).(

)(

πσ

(2)

C et m étant les constantes de la loi de Paris ; a0 et af sont respectivement longueur initiale et finale de la fissure et g(a/T) est une fonction de forme dépendant de la géométrie de la fissure. L’évaluation de cette dernière au cours de la propagation, nécessite la détermination de la contrainte locale à la pointe de la fissure au moyen d’un calcul EF en élasto-plasticité, à l’aide des lois d’écrouissage cyclique du matériau de base et en simulant l’accroissement incrémental de la longueur de la fissure (+∆ai)/T (Fig. 14) . Les résultats de ce calcul mettent en évidence l’effet de la contrainte nominale sur la durée de vie en propagation (fig. 15). Les durées de vie totales, (NR = Na + Np), sont comparées aux résultats expérimentaux (fig. 16). Il en ressort une bonne concordance entre prévision et expérience.

C:\sfis05.mf1RESULTS: 2- B.C. 2,TIME = 1.0,ENG. STRESS_2STRESS - X MIN:-2.01E+05 MAX: 3.75E+05 VALUE OPTION:ACTUALFRAME OF REF: PART SHELL SURFACE: TOP

-2.01E+05

-1.37E+05

-7.31E+04

-9.06E+03

5.50E+04

1.19E+05

1.83E+05

2.47E+05

3.11E+05

3.75E+05

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

1,0E+04 1,0E+05 1,0E+06

405060

7090Pr

opag

atio

n (a

/T)

Nombre de cycles (Np)

∆ σn ( M Pa)

20

40

60

80

100

1,00E+04 1,00E+05 1,00E+06 1,00E+07N o mb re d e cycles

∆σ expérience BS (rompu)

expérience BS (non rompu) calcul (rompue) 40

60

80

100

120

140

160

1,00E+04 1,00E+05 1,00E+06 1,00E+07N o mb re d e cycles

∆σ

(MPa

)

expérience G (rompu) expérience G (non rompu) calcul (rompu)

a) Etat brut de soudage b) Etat grenaillé

Fig. 16 : Comparaison expérience-prévision des durées de vie totale en fatigue

Fig.14 : Structure de maillage pour le Calcul en EF de la contrainte à la pointe de la fissure

Fig 15 : Evaluation de la durée de vie en propagation

8

5. Synthèse et discussion La présence des joints de soudure affaiblit considérablement la résistance à la fatigue des structures mécano-soudées indépendamment de la nature des matériaux constitutifs [3,5,811,12,14,]. Cet affaiblissement dépend de la configuration du joint, de la géométrie locale du pied de cordon et de la distribution des contraintes résiduelles stabilisées [5,3]. La soudure par MIG de l’alliage d’aluminium 5083 H11, confère à l’assemblage en T chargé en flexion 4 points une concentration de contraintes au pied de cordon et une distribution de contrainte résiduelles de traction de +40 MPa, responsables d’une réduction de la limite d’endurance de l’ordre de 60% par rapport au métal de base. Ce taux de réduction est dans l’ordre de grandeur de ceux fournis dans la littérature. Le grenaillage de précontrainte, améliore substantiellement la tenue en fatigue des assemblages. Le taux d’amélioration, de l’ordre de 60% par rapport à l’état brut de soudage, est plus faible que pour les assemblages en acier de même configuration (95 %) sollicités à un rapport de charge R= 0,1 [14] et plus faible que pour les assemblages bout à bout en AA 5083 (76%) [6,9]. Cependant le taux d’amélioration est bien plus important (>100 %) pour les mêmes assemblages sollicités en fatigue flexion à un rapport de charge R = 0,1 [5]. Ce taux satisfaisant est le résultat d’une profondeur des couches durcies importante (0,8mm) et d’un niveau de contraintes résiduelles stabilisées de compression relativement élevé (-120MPa). Les microfissures de grenaillage, bien qu’elles soient à l’origine d’un amorçage en sous couche, ne semblent pas limité sensiblement l’effet bénéfique de ce traitement [4,5] car elles restent peu profondes (70 µm), et soumises au champ de contraintes résiduelles de compression de profil assez large. L’application de l’approche locale déformations équivalentes-durées de vie couplée à l’approche basée sur les concepts de la mécanique de la rupture s’est avérée d’une grande aptitude prédictive de la durée de vie des assemblages soudés en alliages d’aluminium. Les résultats de calcul relatifs à des assemblages constitués de deux alliages (5083 H11 et 6061T651) dans les états brut de soudage et grenaillé, sollicités à R = 0, 1 et R = 0, 5, sont en bon accord avec les résultats expérimentaux (Fig. 17) [5]. Le succès de cette approche, dans le cas des alliages d’aluminium, est vraisemblablement dû à une évaluation précise de l’état de contraintes et de déformations vraies au site d’amorçage et à la faible différence de caractéristiques de fatigue oligocyclique et de fissuration entre l’alliage de base (considérées dans le calcul) et la matière du site d’amorçage (métal d’apport ou ZAT) des fissures

1.E+04

1.E+05

1.E+06

1.E+07

1.E+04 1.E+05 1.E+06 1.E+07Durée de vie calculée (cycles)

Dur

rée

de v

ie e

xp.

(cyc

les)

5083 BS 0,15083 BS 0,55083 G. 0,15083 G. 0,5

6061 BS 0,16061 BS 0,56061 G. 0,16061 G. 0,5

y = x

Fig. 17: Validation des durées de vie calculées par comparaison aux valeurs expérimentales pour les assemblages en AA5083 et en AA 6061 avec des rapports de charge R = 0,1 et R = 0,5.

9

6. Conclusion L’approche déformation équivalente VOM au niveau du site d’amorçage (pied de cordon) avec prise en compte des contraintes résiduelles, couplée à l’approche basée sur les concepts de la mécanique de la rupture s’avère une méthode assez précise pour la prévision des durées de vie en fatigue des assemblages dans les états brut de soudage et parachevé par grenaillage. Référence [1] Y. Tetsumi, O.Toshio, S. Masahiro, H.Yoshiaki, Cryogenics 41 (2001) 475-483. [2] R. C. Calgraft, M.A. Wahab, D.M. Viano, G.O. Schumann, R. H. Philips, N. U. Ahmed: Journal of Materials Processing Technology, 92-93 (1999) 60-65 [3] B. Atzori, R. Tovo, Welding international: 1998 12 (11), p. 884-889. [4] D. Zivkovie, and B. Anzulovie, Materials & Design, 26 (20005) 247-250. [5] N. Sidhom, Thèse de doctorat présentée à l’école nationale supérieure d’arts et Métiers de Paris, Mai 2004 [6] H. Wohlfahrt, W. Zinn Journée CETIM d’information; 22 septembre 1994. CETIM-Shot peening, p. 117-118. [7] S. Krishnakumar, W. Weidong, Materials and Design 23 (2002) 201-208. [8] D. Albert; S. Bompard; M. Bramat, L. Castex, Soudage et techniques connexes-Septembre-Octobre (1991). [9] I. J. Polmear, Australian welding Research, 14 (1985), 12: 64-68. [10] W. W. Sanders, Jr., and R. H. Day, Welding Research Council, Bulletin 286, 83, ISSN 0043-2326. [11] F. Gaillard, H. Chouvy, J.J. Belchet; A. Moguerou et H. Dauphin, International conference on shot peening (Sept 1981)-Pergamon Press : 501-508. [12] W. W. Sanders, Jr. and R. H. Day, Welding Research Council, Bulletin 286, 83, ISSN 0043-2326. [13] M. H. Ogle, Welding in the word (1991) vol.29, N°11/12: 341-362. [14] H.P Lieurade, P. Castellucci, J. F Flavenot, J.Lu, G. Bel, pulications CETIM (1992), 12e conférences p. 185-206. [16] J. D. Almer, J.B. Cohen, B. Moran, Materials Science and Engineering A284 (2000) 268-279. [17] S.Maksimovic, S.Boljanovic & K. Maksimovic, Fatigue 2002, Proc. of the eighth Int. Fatigue Congress Stockholm, Sweden, Editor : A. F Blom vol. 1, p. 675-682. [18] XU Qian, XIE Jilong, MIAO LongXiu, Fatigue 2002, Proceeding of the eighth Int. Fatigue Congress Stockholm, Sweden, Editor: Blom volume 1/5: 331-338.

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