Influence de la structure métallurgique des soudures en...

N° d'ordre 00 ISAL 0107 Année 2000

THÈSE

présentée

Devant L’INSTITUT NATIONAL DES SCIENCES APPLIQUÉES DE LYON

pour obtenir

LE GRADE DE DOCTEUR

FORMATION DOCTORALE : Génie des Matériaux : Microstructure, ComportementMécanique, Durabilité

ÉCOLE DOCTORALE : École doctorale matériaux de Lyon

Par

Bertrand CHASSIGNOLE(ingénieur INSA)

INFLUENCE DE LA STRUCTURE MÉTALLURGIQUE DES

SOUDURES EN ACIER INOXYDABLE AUSTÉNITIQUE SUR LE

CONTRÔLE NON DESTRUCTIF PAR ULTRASONS

Date de soutenance : le 21 décembre 2000

Jury MM. : Jean-Claude BABOUXClaude BIRACFrédéric COHEN-TENOUDJIGilles CORNELOUPMatthieu DUBUGETRachid EL GUERJOUMAFrancis FOUQUETGérard GUENINAlain LHEMERYDaniel VILLARD

(Rapporteur)(Rapporteur)

3

DECEMBRE 1999

INSTITUT NATIONAL DES SCIENCES APPLIQUEES DE LYON

Directeur : J. ROCHAT

Professeurs :

S. AUDISIO PHYSICOCHIMIE INDUSTRIELLEJ.-C. BABOUX GEMPPM*B. BALLAND PHYSIQUE DE LA MATIERED. BARBIER PHYSIQUE DE LA MATIEREJ.-P. BASTIDE THERMODYNAMYQUE APPLIQUEEG. BAYADA MODELISATION MATHEMATIQUE ET CALCUL SCIENTIFIQUEC. BERGER (Mlle) PHYSIQUE DE LA MATIEREM. BETEMPS AUTOMATIQUE INDUSTRIELLEJ.-M. BLANCHARD LAEPSI***C. BOISSON VIBRATIONS-ACOUSTIQUEM. BOIVIN MECANIQUE DES SOLIDESH. BOTTA Equipe DEVELOPPEMENT URBAINM. BOTTA-ZIMMERMANN (Mme) Equipe DEVELOPPEMENT URBAING. BOULAYE (Prof.émérite) INFORMATIQUEJ. BRAU CENTRE DE THERMIQUE DE LYON - Thermique du bâtimentM. BRISSAU GENIE ELECTRIQUE ET FERROELECTRICITEM. BRUNET MECANIQUE DES SOLIDESL. BRUNIE INGENIERIE DES SYSTEMES D’INFORMATIONJ.-C. BUREAU THERMODYNAMIQUE APPLIQUEEJ.-Y. CAVAILLE GEMPPM*J.-P. CHANTE CEGELY****- Composants de puissance et applicationsB. CHOCAT UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Hydrologie urbaineM. COUSIN UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - StructuresA. DOUTHEAU CHIMIE ORGANIQUER. DUFOUR MECANIQUE DES STRUCTURESJ.-C. DUPUY PHYSIQUE DE LA MATIEREH. HEMPTOZ RECONNAISSANCE DES FORMES ET VISIONC. ESNOUF GEMPPM*L. EYRAUD (Prof.émérite) GENIE ELECTRIQUE ET FERROELECTRICITEG. FANTOZZI GEMPPM*J. FAVREL PRISMa - PRoductique et Informatique des Systèmes ManufacturiersJ.-M. FAYARD BIOLOGIE APPLIQUEEM. FAYET MECANIQUE DES SOLIDESG. FERRARIS-BESSO MECANIQUE DES STRUCTURESL. FLAMAND MECANIQUE DES CONTACTSP. FLEISCHMANN GEMPPM*A. FLORY INGENIERIE DES SYSTEMES D’INFORMATIONR. FOUGERES GEMPPM*F. FOUQUET GEMPPM*L. FRECON INFORMATIQUEJ.-F. GERARD MATERIAUX MACROMOLECULAIRESG. GIMENEZ CREATIS**

4

P. GONNARD GENIE ELECTRIQUE ET FERROELECTRICITEM. GONTRAND CEGELY**** - Composants de puissance et applicationsR. GOUTTE (Prof. émérite) CREATIS**G. GRANGE GENIE ELECTRIQUE ET FERROELECTRICITEG. GUENIN GEMPPM*M. GUICHARDANT BIOCHIMIE ET PHARMACOLOGIEG. GUILLOT PHYSIQUE DE LA MATIEREA. GUINET PRISMa - PRoductique et Informatique des Systèmes ManufacturiersJ.-L. GUYADER VIBRATIONS-ACOUSTIQUED. GUYOMAR GENIE ELECTRIQUE ET FERROELECTRICITEJ.-M. JOLION RECONNAISSANCE DES FORMES ET VISIONJ.-F. JULLIEN UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - StructuresA. JUTARD AUTOMATIQUE INDUSTRIELLER. KASTNER UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - GéotechniqueJ. KOULOUMDJIAN INGENIERIE DES SYSTEMES D’INFORMATIONM. LAGARDE BIOCHIMIE ET PHARMACOLOGIEM. LALANNE MECANIQUE DES STRUCTURESA. LALLEMAND CENTRE DE THERMIQUE DE LYON - Energétique et thermiqueM. LALLEMAND (Mme) CENTRE DE THERMIQUE DE LYON - Energétique et thermiqueP. LAREAL UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - GéotechniqueA. LAUGIER PHYSIQUE DE LA MATIEREC. LAUGIER BIOCHIMIE ET PHARMACOLOGIEP. LEJEUNE GENETIQUE MOLECULAIRE DES MICROORGANISMESA. LUBRECHT MECANIQUE DES CONTACTSY. MARTINEZ INGENIERIE INFORMATIQUE INDUSTRIELLEH. MAZILLE PHYSICOCHIMIE INDUSTRIELLEP. MERLE GEMPPM*J. MERLIN GEMPPM*J.-P. MILLET PHYSICOCHIMIE INDUSTRIELLEM. MIRAMOND UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL-Hydrologie urbaineR. MOREL MECANIQUE DES FLUIDESP. MOSZKOWICZ LAEPSI***P. NARDON (Prof.émérite) BIOLOGIE APPLIQUEEA. NAVARRO LAEPSI***A. NOURI (Mme) MODELISATION MATHEMATIQUE ET CALCUL SCIENTIFIQUEC. ODET CREATIS**M. OTTERBEIN LAEPSI***J.-P. PASCAULT MATERIAUX MACROMOLECULAIRESG. PAVIC VIBRATIONS-ACOUSTIQUEJ.-M. PELLETIER GEMPPM*J . PERA UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - MatériauxG. PERACHON THERMODYNAMIQUE APPLIQUEEP. PERRIAT GEMPPM*J. PERRIN ESCHIL - Equipe Sciences Humaines de l’Insa de LyonP. PINARD PHYSIQUE DE LA MATIEREJ.-M. PINON INGENIERIE DES SYSTEMES D’INFORMATIOND. PLAY CONCEPTION ET ANALYSE DES SYSTEMES MECANIQUESJ. POUSIN MODELISATION MATHEMATIQUE ET CALCUL SCIENTIFIQUEP. PREVOT GRACIMP - Groupe de recherche en Apprentissage, Coopération et

Interfaces Multimodales pour la ProductiqueR. PROST CREATIS**M. RAYNAUD CENTRE DE THERMIQUE DE LYON-Transferts Interfaces et MatériauxJ.-M. REYNOUARD UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL-StructuresJ.-F. RIGAL CONCEPTION ET ANALYSE DES SYSTEMES MECANIQUES

5

E. RIEUTORD (Prof.émérite) MECANIQUE DES FLUIDESJ. ROBERT-BAUDOUY (Mme) GENETIQUE MOLECULAIRE DES MICROORGANISMESD. ROUBY GEMPPM*J .-J. ROUX CENTRE DE THERMIQUE DE LYONP. RUBEL INGIENERIE DES SYSTEMES D’INFORMATIONC. RUMELHART MECANIQUE DES SOLIDESJ.-F. SACADURA CENTRE DE THERMIQUE DE LYON-Transferts Interfaces et MatériauxH. SAUTEREAU MATERIAUX MACROMOLECULAIRESS. SCAVARDA AUTOMATIQUE INDUSTRIELLED. THOMASSET AUTOMATIQUE INDUSTRIELLEM. TROCCAZ GENIE ELECTRIQUE ET FERROELECTRICITER. UNTERREINER CREATIS**P. VELEX MECANIQUE DES CONTACTSG. VIGIER GEMPPM*A. VINCENT GEMPPM*P.-L. VUILLERMOZ PHYSIQUE DE LA MATIERE

Directeurs de recherche C.N.R.S. :

Y. BERTHIER MECANIQUE DES CONTACTSN. COTTE-PATAT (Mme) UNITE MICROBIOLOGIE ET GENETIQUEP. FRANCIOSI GEMPPM*M.-A. MANDRAND (Mme) UNITE MICROBIOLOGIE ET GENETIQUEJ.-F. QUINSON GEMPPM*A. ROCHE MATERIAUX MACROMOLECULAIRESA. SEGUELA GEMPPM*

Directeurs de recherche I.N.R.A.:

G. FEBVAY BIOLOGIE APPLIQUEES. GRENIER BIOLOGIE APPLIQUEE

Directeurs de recherche I.N.S.E.R.M. :

A.-F. PRIGENT (Mme) BIOLOGIE ET PHARMACOLOGIEI . MAGNIN (Mme) CREATIS**

*GEMPPM : GROUPE D’ETUDE METTALURGIE PHYSIQUE ET PHYSIQUE DES MATERIAUX.

**CREATIS : CENTRE DE RECHERCHE ET D’APPLICATIONS EN TRAITEMENT DE L’IMAGE ET DU SIGNAL.

***LAEPSI : LABORATOIRE D’ANALYSE ENVIRONNEMENTALE DES PROCEDES ET SYSTEMESINDUSTRIELS.****CEGELY : CENTRE DE GENIE ELECTRIQUE DE LYON.

7

INSA DE LYONDépartement des Etudes DoctoralesDécembre 1999

LISTE DES DEA OU FORMATIONS DOCTORALES

FORMATIONS DOCTORALES RESPONSABLES INSA ADRESSES INSA

ACOUSTIQUE J.-L. GUYADER tél : 8080

ANALYSE ET MODELISATION DES SYSTEMES BIOLOGIQUES S. GRENIER tél : 7988

ANALYSE NUMERIQUE , EQUATION DERIVEE PARTIELLE ETCALCUL SCIENTIFIQUE

G. BAYADA tél : 8312

AUTOMATIQUE INDUSTRIELLE M. BETEMPS tél : 8559

BIOCHIMIE M. LAGARDE tél : 8240

CHIMIE INORGANIQUE J.-F. QUINSON tél : 8551

DIMENSIONS COGNITIVES ET MODELISATION L. FRECON tél : 8239

DISPOSITIFS DE L’ELECTRONIQUE INTEGREE D. BARBIER tél : 8547

DOCUMENTS MULTIMEDIA, IMAGES ET SYSTEMESD’INFORMATION COMMUNICANTS

A. FLORY tél : 8466

EXTRACTION DES CONNAISSANCES A PARTIR DES DONNEES J.-F. BOULICAUT tél : 8905

GENIE CIVIL M. MIRAMOND tél : 8216

GENIE DES MATERIAUX :MICROSTRUCTURE,COMPORTEMENT, MECANIQUE, DURABILITE

R. FOUGERES tél : 8385

GENIE ELECTRIQUE DE LYON J.-P. CHANTE tél : 8726

GENIE MECANIQUE G. DALMAZ tél : 8303

IMAGES ET SYSTEMES I. MAGNIN (Mme) tél : 8563

INFORMATIQUE ET SYSTEMES COOPERATIFS POURL’ENTREPRISE

A. GUINET tél : 8594

INFORMATIQUE FONDAMENTALE S. GRENIER tél : 7988

MATERIAUX POLYMERES ET COMPOSITES H. SAUTEREAU tél : 8178

MATIERE CONDENSEE, SURFACES ET INTERFACES G. GUILLOT tél : 8161

SCIENCES ET STRATEGIES ANALYTIQUES

SCIENCES ET TECHNIQUES DU DECHET P. MOSZKOWICZ tél : 8345

THERMIQUE ET ENERGETIQUE M. LALLEMAND (Mme) tél : 8154

VILLES ET SOCIETES M. ZIMMERMANN (Mme) tél : 8471

9

ECOLES DOCTORALESDécembre 1999

• Ecole Doctorale Matériaux de Lyon

Responsable : Pr. J. JOSEPH

Formations Doctorales :

- Genie des matériaux: Microstructure, Comportement, Mécanique, Durabilité (Pr. R. FOUGERES)

- Matériaux Polymères et Composites ( Pr. H. SAUTEREAU)

- Matiere condensée , Surfaces et Interfaces ( Pr. G. GUILLOT )

• Ecole Doctorale des Sciences pour l’ingénieur de Lyon : Mécanique, Energétique,Génie civil, Acoustique (MEGA)

Responsable : Pr. J. BATAILLE


- Acoustique (Pr. J.-L. GUYADER)

- Génie Civil (Pr. M. MIRAMOND )

- Génie Mécanique (Pr. G. DALMAZ )

- Thermique et Energétique (Pr. M. LALLEMAND)

• Ecole doctorale des Sciences pour l’ingénieur de Lyon : Electronique,Electrotechnique, Automatique (E.E.A)

Responsable : Pr. G. GIMENEZ


- Automatique industrielle (Pr. M. BETEMPS)

- Dispositifs de l’Electronique Intégrée (Pr. D. BARBIER)

- Génie Electrique de Lyon (Pr. J.-P. CHANTE)

- Images et Systèmes (Pr. I. MAGNIN)

REMERCIEMENTS

11

REMERCIEMENTS

Je remercie monsieur Van Duysen, chef du département Etude des Matériaux de laDivision EDF Recherche et Développement, ainsi que MM. Rézakhanlou et Ollar, quiassurèrent successivement la gestion du groupe Contrôle Non Destructif et NouveauxMatériaux, pour m'avoir permis d'effectuer mon travail de thèse au sein de ce groupe.

J'exprime ma reconnaissance à MM. Corneloup et Cohen-Tenoudji pour le tempsconsacré à l'examen de mon travail et pour leur participation au jury en tant que rapporteurs.

Je remercie Daniel Villard, ingénieur et responsable de mon travail pour EDF, pour sonimplication, sa disponibilité et les nombreux conseils prodigués.

J'adresse mes remerciements à MM. les professeurs Baboux et Fouquet et à monsieur ElGuerjouma, maître de conférence à l'INSA de Lyon, qui ont assuré la direction de ma thèse,pour leurs nombreuses remarques et le suivi régulier de mon travail.

J'adresse tout particulièrement mes remerciements à Matthieu Dubuget, ingénieur chezMetalscan, pour sa chaleureuse contribution qui a grandement contribué au bon déroulementde la thèse.

Ma reconnaissance va par ailleurs à MM. Arnoldi, Doudet, Le Bec, Massoud, Miguet,Stellino, Todeschini et Touzeau, tous membres du département EMA, pour leur précieuxsoutien technique.

Je remercie MM. Lhemery et Gengembre du CEA Saclay, MM. Vaudescal et NguyenVan Chi du département MMN d'EDF R&D, ainsi que monsieur Baudin de l'université deParis Sud, pour leur fructueuse et amicale collaboration.

J'adresse également mes remerciements à Damien Ducret pour son aide logistiqueprécieuse en fin de thèse.

Je suis très reconnaissant envers Ellen-Mary, les deux Eric, Jean-Philippe, Nathalie etSylvie pour m'avoir supporté dans le bureau cloisonné des thésards.

Enfin, je remercie tout particulièrement Muriel, mes parents et mes frères, qui sont pourune bonne part à l'origine de mon travail de thèse.

REMERCIEMENTS

12

SOMMAIRE

13

SOMMAIRE

Introduction 17

1. Etude bibliographique .....................................................................................................................23

1.1 Métallurgie du soudage des aciers inoxydables austénitiques .....................................................23

1.1.1 Généralités ..........................................................................................................................23

1.1.2 Solidification dans les soudures en aciers austénitiques ....................................................23

1.1.3 Influence des paramètres de soudage..................................................................................28

1.2 Théorie sur la propagation des ondes ultrasonores dans les milieux anisotropes ........................32

1.2.1 Equations de propagation....................................................................................................32

1.2.2 Solutions des équations de propagation..............................................................................33

1.2.3 Résolution des équations dans le cas d'un milieu orthotrope .............................................33

1.2.4 Notion de vitesse de groupe ou d'énergie ...........................................................................36

1.3 Modélisation de la propagation des ultrasons dans les soudures .................................................40

1.4 Atténuation et bruit de structure...................................................................................................41

1.4.1 Atténuation dans le métal de base.......................................................................................41

1.4.2 Atténuation dans les soudures.............................................................................................42

1.4.3 Bruit de structure ................................................................................................................43

1.5 Influence des paramètres de soudage sur le contrôle par ultrasons..............................................44

1.6 Choix du traducteur pour le contrôle des soudures austénitiques ................................................45

1.6.1 Choix de la fréquence .........................................................................................................45

1.6.2 Choix du mode de polarisation ...........................................................................................46

1.6.3 Traducteurs focalisés et à émetteur/récepteur séparés........................................................47

1.7 Conclusions et axes du travail de thèse ........................................................................................47

2. Caractérisation de la structure métallurgique et des propriétés d'élasticité des souduresétudiées..............................................................................................................................................53

2.1 Présentation des soudures étudiées...............................................................................................53

2.1.1 Soudures "académiques" à l'électrode enrobée...................................................................53

2.1.2 Soudures industrielles à l'électrode enrobée .......................................................................55

2.1.3 Soudure réalisée par procédé fil-flux..................................................................................55

2.2 Observations métallographiques...................................................................................................56

2.2.1 Analyse macrographique.....................................................................................................56

2.2.2 Analyse micrographique .....................................................................................................62

2.2.3 Conclusion ..........................................................................................................................63

SOMMAIRE

14

2.3 Détermination des orientations cristallographiques : Analyse par diffraction des Rayons X etpar EBSD (Electron BackScattered Diffraction) .........................................................................64

2.3.1 Définition de la texture cristalline ......................................................................................65

2.3.2 Résultats..............................................................................................................................66

2.3.3 Analyse par EBSD sur la soudure industrielle réalisée à plat (D717D) .............................72

2.3.4 Analyses complémentaires sur la soudure industrielle réalisée en position plafond(D717F)...............................................................................................................................74

2.3.5 Conclusions.........................................................................................................................77

2.4 Détermination des propriétés d’élasticité par méthodes ultrasonores..........................................77

2.4.1 Valeurs de constantes d'élasticité et de vitesses de phase données dans la littérature .......78

2.4.2 Mesures de vitesses en transmission à incidence variable..................................................81

2.4.3 Conclusion ..........................................................................................................................93

2.5 Description des soudures par analyse d'images............................................................................94

2.6 Conclusion ....................................................................................................................................96

3. Contrôle des soudures académiques...............................................................................................99

3.1 Présentation des codes de calcul ULTSON 2D et CHAMP-SONS 3D .......................................99

3.2 Etude en transmission sur la soudure D704 ...............................................................................101

3.2.1 Mode opératoire ................................................................................................................101

3.2.2 Résultats expérimentaux ...................................................................................................102

3.2.3 Modélisation par le code Champ-sons 3D........................................................................105

3.3 Etude expérimentale en mode échographique sur des trous cylindriques.................................106

3.3.1 Présentation des essais ......................................................................................................106

3.3.2 Résultats pour les ondes de compression..........................................................................107

3.3.3 Résultats pour les ondes de cisaillement ..........................................................................112

3.4 Etude en modélisation avec ULTSON 2D .................................................................................113

3.4.1 Bilan des calculs en L0 et L45..........................................................................................114

3.4.2 Etude en T45 dans la soudure D704 .................................................................................118

3.4.3 Conclusion ........................................................................................................................121

3.5 Prise en compte du coefficient d'atténuation dans les codes de calcul.......................................122

3.5.1 Objectifs............................................................................................................................122

3.5.2 Principe des mesures expérimentales ...............................................................................122

3.5.3 Résultats............................................................................................................................123

3.5.4 Introduction du coefficient d'atténuation en modélisation................................................124

3.6 Conclusion ..................................................................................................................................126

SOMMAIRE

15

4. Contrôle des soudures industrielles réalisées à l'électrode enrobée..........................................129

4.1 Etude en transmission pour la soudure en position à plat ..........................................................129

4.1.1 Résultats expérimentaux en L0 et L45 .............................................................................129

4.1.2 Etude en modélisation avec ULTSON 2D........................................................................134

4.2 Etude en transmission dans les soudures réalisées en positions verticale montante et plafond(D717E et D717F) ......................................................................................................................138

4.2.1 Résultats expérimentaux en modes L0 et L45 ..................................................................139

4.2.2 Etude théorique pour la soudure en position verticale montante.....................................141

4.2.3 Conclusions.......................................................................................................................143

4.3 Etude en échographie sur la soudure en position à plat .............................................................143

4.3.1 Etude en mode L0 sur un défaut cylindrique ....................................................................143

4.3.2 Etude en modes L35, L45 et L60......................................................................................148

4.3.3 Etude en mode T45 ...........................................................................................................151

4.4 Exemple d'étude en modélisation d'un cas de contrôle industriel ..............................................154

4.5 Conclusion ..................................................................................................................................158

5. Contrôle de soudures à structures très hétérogènes ...................................................................161

5.1 Etude en échographie sur des défauts cylindriques dans le bloc D496 réalisé par procédé fil-flux..............................................................................................................................................161

5.1.1 Discussion sur les résultats en terme de bruit et d’atténuation.........................................161

5.1.2 Discussion sur les résultats en terme de déviation et de vitesse .......................................162

5.1.3 Etude en modélisation avec Ultson2D..............................................................................164

5.2 Etude en transmission d'une soudure réalisée par procédé TIG fil chaud..................................166

5.2.1 Modélisation avec ULTSON 2D ......................................................................................166

5.2.2 Comparaison des résultats expérimentaux et calculés pour le bloc 1..............................167

5.2.3 Résultats expérimentaux et calculés pour le bloc 2 ..........................................................168

5.3 Conclusions ................................................................................................................................168

Conclusion générale et perspectives 169

Table des figures 171

Liste des tableaux 175

Références bibliographiques 177

Annexes 185

A Relation entre les textures de l'austénite et de la ferrite 187

SOMMAIRE

16

B Procédés de soudage pour les aciers inoxydables 189

C Calcul analytique des vitesses de propagation dans le cas général 191

D Evaluation de la teneur en ferrite 193

E Principe de l'analyse en diffraction des Rayons X 195

F Exemples de figures de pôles {200} 197

G Evaluation des constantes d'élasticité après analyses en diffractométrie 199

H Détermination des masses volumiques 207

I Expression de la matrice d'élasticité dans un repère quelconque 209

J Analyse en microscopie acoustique 211

K Mode opératoire des acquisitions ultrasonores 213

L Détermination du coefficient d'atténuation 215

INTRODUCTION

17

INTRODUCTION GENERALE

Le circuit primaire des réacteurs nucléaires à eau pressurisée comprend les composantssuivants : la cuve, la partie primaire des générateurs de vapeur, les pompes primaires et lepressuriseur. Ces composants sont reliés par des tuyauteries qui doivent supporter lacirculation de l'eau à haute température et à haute pression. Ces tuyauteries sont pour laplupart réalisées en acier inoxydable austénitique du fait de leur très bonne résistance à lacorrosion et de leur résistance mécanique élevée à ces températures.

Pour s'assurer du bon fonctionnement des centrales en exploitation, les contrôles nondestructifs doivent permettre de détecter d'éventuels défauts présents dans ces tuyauteries. Ilsdoivent également servir à caractériser ces défauts (positionnement et dimensionnement) demanière à évaluer leur nocivité.

Actuellement, le contrôle sur site de ces tuyauteries est essentiellement effectué parradiographie. Le contrôle par ultrasons est encore peu employé pour les composants en acierinoxydable, et en particulier pour les soudures, car il se heurte à d'importantes difficultés quien limitent les performances. Cette technique s'avère toutefois nécessaire pour compléter lesinformations fournies par la radiographie qui est efficace pour la détection des défauts maismoins pour la localisation en profondeur et le dimensionnement.

Les caractères hétérogène1 et anisotrope2 de ces soudures associés à une structuregranulaire grossière entraînent des phénomènes de diffusion, atténuation, déviation, divisionet divergence du faisceau ultrasonore et l'apparition d'échos parasites. L'ampleur de cesphénomènes est étroitement liée à la structure de solidification, elle-même dépendante desparamètres de soudage.

Une meilleure connaissance de la propagation des ondes ultrasonores en liaison avec lamicrostructure des soudures en acier inoxydable austénitique devrait permettre de dégager desvoies pour améliorer les performances du contrôle.

Cependant, une étude expérimentale complète de ces problèmes serait très lourde. Il nousapparaît souhaitable de l'alléger en s'appuyant sur des études par simulation. La simulationdoit permettre de mieux comprendre les phénomènes physiques mis en jeu et de limiter lenombre d'essais à effectuer. La théorie de la propagation des ultrasons dans les milieuxanisotropes homogènes est maintenant bien connue. La difficulté consiste à pouvoirl'appliquer à des soudures qui présentent des structures plus complexes.

L'objectif de l'étude présentée dans ce manuscrit est de proposer un modèle de descriptiondes soudures qui soit compatible avec les codes de calcul et de montrer qu'il est possibled'utiliser la simulation numérique pour étudier les perturbations du faisceau ultrasonore. Cettedémonstration s'appuiera sur une validation expérimentale.

1 Dans la suite du document, nous emploierons les termes de soudures ou de structures hétérogènes pour évoquerles soudures constituées d'une succession de milieux homogènes différents.2 Ces milieux homogènes ont des propriétés d'élasticité anisotropes et sont caractérisés par une orientationparticulière des axes de symétrie. Ces différentes notions seront détaillées dans la suite du manuscrit(cf paragraphe 2.5).

INTRODUCTION

18

Dans le premier chapitre, nous exposons l’étude bibliographique menée dans le cadre dela thèse. En effet, depuis une trentaine d’années, de nombreuses études ont permis d’effectuerdes progrès significatifs dans la compréhension des phénomènes de propagation observés dansces aciers à structures complexes.

Nous décrivons dans un premier temps les caractéristiques des structures métallurgiquessusceptibles d’être rencontrées dans les soudures en acier inoxydable austénitique. Nousrappelons ensuite les bases théoriques de la propagation des ondes ultrasonores dans lesmilieux anisotropes. Puis nous présentons brièvement les différents codes de calculs existantspour modéliser la propagation des ultrasons dans les milieux anisotropes et hétérogènes. Nousévoquons aussi les études réalisées sur l’atténuation et le bruit de structure dans les souduresausténitiques. Ces différents rappels permettent d’aborder alors l’influence du procédé desoudage sur le contrôle par ultrasons de ces soudures ainsi que les types de traducteursrecommandés. Cette étude bibliographique a servi à définir les axes sur lesquels le travail dethèse à porter.

Le second chapitre est consacré à la caractérisation de la structure métallurgique et despropriétés d’élasticité des soudures. Après une présentation des maquettes étudiées dans lathèse, nous exposons les résultats des observations métallographiques. Le paragraphe suivantest dédié à la détermination des textures par des méthodes de diffraction. Les propriétésd’élasticité sont quant à elles déterminées à l’aide d’un banc de mesures de vitessesultrasonores. Nous présentons ensuite différents modèles de description des soudures obtenusà l’aide d’un logiciel d’analyse d’images.

Dans le troisième chapitre, nous appliquerons notre modèle à l’étude des soudures dites"académiques" réalisées spécialement pour l’étude. Nous présentons d’abord les spécificitésdes codes de calcul ULTSON 2D et CHAMP-SONS 3D utilisés pour l’étude. Nous nousintéressons ensuite aux résultats des essais expérimentaux en transmission que nouscomparons aux études théoriques en modélisation. Nous procédons de même pour les étudesen mode échographique. L’ensemble des données nous permet alors de discuter la cohérencedes résultats expérimentaux et des résultats de simulation ainsi que la sensibilité des codesaux paramètres structuraux fournis. Dans une dernière partie, nous abordons la déterminationdu coefficient d'atténuation en fonction de la fréquence et de l'angle de propagation dans unesoudure austénitique.

Le quatrième chapitre traite du contrôle de maquettes en acier inoxydable représentativesde soudures réalisées à l'électrode enrobée et rencontrées sur le circuit primaire des centralesnucléaires à eau pressurisée. Ce chapitre est structuré de manière identique au précédent(étude en transmission puis en mode échographique avec des comparaisons entre les résultatsexpérimentaux et de modélisation). Ces maquettes, réalisées selon différentes positions desoudage, présentent des structures plus complexes et plus variées que celles des soudures"académiques". De nouveaux phénomènes sont donc observés et de nouvelles conclusionssont apportées quant à la pertinence des descriptions fournies aux codes.

INTRODUCTION

19

Enfin, le cinquième chapitre aborde l'étude de deux soudures aux structures trèshétérogènes particulièrement difficiles à contrôler par ultrasons. Des premiers calculs demodélisation sont présentés permettant de retrouver certaines des nombreuses perturbationsdu faisceau ultrasonore observées expérimentalement.

INTRODUCTION

20

CHAPITRE 1. ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE

21

CHAPITRE I

Etude bibliographique

1. ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE ......................................................................................................................23

1.1 MÉTALLURGIE DU SOUDAGE DES ACIERS INOXYDABLES AUSTÉNITIQUES ......................................................231.1.1 Généralités ............................................................................................................................................231.1.2 Solidification dans les soudures en aciers austénitiques ......................................................................23

1.1.2.1 Structures de solidification...............................................................................................................................231.1.2.2 Modes de solidification....................................................................................................................................251.1.2.3 Croissance par épitaxie et croissance sélective ................................................................................................271.1.2.4 Relations entre les textures de la ferrite et de l'austénite ..................................................................................28

1.1.3 Influence des paramètres de soudage ...................................................................................................281.1.3.1 Energie de soudage ..........................................................................................................................................281.1.3.2 Influence de la vitesse de soudage sur la vitesse de solidification ...................................................................291.1.3.3 Influence de la position de soudage et de l'enchaînement des passes...............................................................301.1.3.4 Méthodes d'affinement structural .....................................................................................................................31

1.2 THÉORIE SUR LA PROPAGATION DES ONDES ULTRASONORES DANS LES MILIEUX ANISOTROPES.....................321.2.1 Equations de propagation.....................................................................................................................321.2.2 Solutions des équations de propagation ...............................................................................................331.2.3 Résolution des équations dans le cas d'un milieu orthotrope ...............................................................331.2.4 Notion de vitesse de groupe ou d'énergie..............................................................................................36

1.3 MODÉLISATION DE LA PROPAGATION DES ULTRASONS DANS LES SOUDURES.................................................401.4 ATTÉNUATION ET BRUIT DE STRUCTURE .......................................................................................................41

1.4.1 Atténuation dans le métal de base.........................................................................................................411.4.2 Atténuation dans les soudures...............................................................................................................421.4.3 Bruit de structure ..................................................................................................................................43

1.5 INFLUENCE DES PARAMÈTRES DE SOUDAGE SUR LE CONTRÔLE PAR ULTRASONS...........................................441.6 CHOIX DU TRADUCTEUR POUR LE CONTRÔLE DES SOUDURES AUSTÉNITIQUES ..............................................45

1.6.1 Choix de la fréquence ...........................................................................................................................451.6.2 Choix du mode de polarisation .............................................................................................................461.6.3 Traducteurs focalisés et à émetteur/récepteur séparés .........................................................................47

1.7 CONCLUSIONS ET AXES DU TRAVAIL DE THÈSE..............................................................................................47


22


23

1. Etude bibliographique

En premier lieu, une étude sur la métallurgie du soudage des aciers inoxydablesausténitiques est nécessaire afin d'identifier les principaux mécanismes régissant lasolidification et les structures en résultant. La théorie de la propagation des ondes ultrasonoresdans le cas général des milieux anisotropes doit alors être explicitée. L'influence des différentsparamètres de soudage sur cette propagation est ensuite étudiée.

1.1 Métallurgie du soudage des aciers inoxydables austénitiques

1.1.1 Généralités

Les aciers inoxydables dits austénitiques conservent à température ambiante la structureausténitique (structure γ) des hautes températures.

Les aciers de la série AISI 300 sont les plus répandus. Ils contiennent 16 à 25 % dechrome pour le caractère inoxydable et 8 à 20 % de nickel qui est un élément gammagènegarantissant la structure austénitique finale.

D'autres éléments d'alliage (N, Mn, Cu) sont ajoutés pour stabiliser l'austénite à hautetempérature. La présence de titane ou de niobium qui ont plus d'affinités que le chrome pourle carbone, va limiter la formation de carbures du type Cr23C6 aux joints de grain qui peuventinduire de la corrosion intergranulaire. Les autres solutions pour limiter les risques decorrosion intergranulaire sont de diminuer la teneur en carbone ou d'effectuer un traitementd'hypertrempe avec une montée en température supérieure à 900°C.

Les aciers AISI 316L sont préférentiellement utilisés car leur composition permetd'obtenir après solidification une teneur en ferrite δ résiduelle de quelques pourcents. Laprésence de ferrite permet la dissolution de certaines impuretés (S, P, Se, Sn...) et ainsi limitela formation de microségrégations (ségrégation interdendritique) qui sont des composés à baspoint de fusion et regroupant les impuretés. Ces ségrégations peuvent alors servir de pointsd'amorce de fissure sous l'effet de contraintes thermiques et de retrait (fissuration à chaud).Par contre, notamment sous l’effet de vieillissements thermiques, la ferrite a tendance àfragiliser l’alliage.

La présence de molybdène dans ces alliages améliore quant à elle les propriétésmécaniques et permet une meilleure résistance à la corrosion par piqûres.

1.1.2 Solidification dans les soudures en acier austénitique

1.1.2.1 Structures de solidification

Lors de la solidification d'un alliage, si les conditions d'équilibre sont maintenues, lesoluté est rejeté à l'interface solide-liquide et diffuse vers le liquide pour former une couche dediffusion en avant de l'interface. La solidification est alors dite à front plan. Il faut pour cela


24

que la température réelle du liquide soit toujours supérieure ou égale à la température du

liquidus. Cela se traduit par un gradient thermique G élevé ( GdT

dxL= avec TL température du

liquide et x distance par rapport à l'interface).

Si le refroidissement est trop rapide, ce qui est généralement le cas pour les soudures enacier austénitique, la diffusion du soluté est limitée. Il y a donc un excédent de soluté auniveau de l'interface qui peut provoquer le phénomène de "surfusion constitutionnelle" : legradient thermique est suffisamment faible pour que sur une certaine distance x la températureréelle du liquide soit inférieure à la température d'équilibre (Figure 1.1).

Ces instabilités entraînent une disparition de l'interface plane. La solidification est alorsde type cellulaire ou dendritique (Figure 1.2) avec des branches primaires se développantparallèlement à des directions préférentielles associées à la structure cristalline (directioncristallographique <100> pour les cristaux cubiques).

Figure 1.1 : Effets du gradient thermique surla surfusion constitutionnelle

Figure 1.2 : croissance selon le modecellulaire-dendritique (d'après [JEO 87])

Cette structure dendritique est aussi observée à l'ambiante car, même dans le cas d'unsoudage multipasses, les grains d'austénite de la passe refondue ne subissent pas derecristallisation. Par contre, ce type de structure n'apparaît pas dans les soudures d'acierferritique car, lors du refroidissement, une transformation solide-solide détruit la structuredendritique.

En général, le degré de surfusion constitutionnelle est inversement proportionnel aurapport D G R* / (G : gradient de température ; R : vitesse de solidification ; D : coefficientde diffusion de l'élément d'alliage dans le liquide) et proportionnel à la concentration CL ensoluté dans le liquide à l'interface liquide/solide.

Les différents modes de solidification pouvant être obtenus en fonction de ces deuxparamètres sont indiqués sur la Figure 1.3.

x

TL G1 : pas de surfusionG2 : surfusion

T liquidus

Zone de surfusionconstitutionnelle


25

On montre en particulier que le rapport G R/ augmente avec l'énergie de soudage etdiminue avec la vitesse de soudage. On reviendra sur la relation entre R et la vitesse desoudage dans le paragraphe 1.1.3.2.

Figure 1.3 : Types de solidification en fonction des valeurs de CL et de D*G/ R (d'après[JEO 87])

Pour les plages de composition, de vitesse de refroidissement et d'énergie de soudage quinous intéressent, la solidification va généralement engendrer une structure cellulairedendritique avec des bras secondaires des dendrites peu développés car le gradient thermiquen’est pas suffisamment faible [BRO 90]. Un grain colonnaire est alors constitué de plusieursdendrites de même texture.

1.1.2.2 Modes de solidification

En fonction de la composition du métal d’apport, la solidification peut se produire selondifférents modes (Figure 1.4) :

- Mode A : solidification en austénite primaire ;

- Mode AF : solidification en austénite primaire avec apparition de ferrite par réactioneutectique et enrichissement en chrome à la frontière entre deux dendrites ;

- Mode FA : solidification en ferrite primaire puis transformation à l'état solide de lamajorité de la ferrite en austénite. Cette transformation s’accompagne d’un enrichissement enchrome et d'un appauvrissement en nickel au niveau des coeurs des dendrites. Il apparaît alorsdans ces zones de la ferrite résiduelle dite "squelettique" ou "vermiculaire" (5 à 10%) ;

- Mode F : solidification en ferrite primaire avec possibilité de nucléation de grainsd'austénite au sein de la ferrite (austénite dite de Widmanstatten).

Croissanceéquiaxedendritique Croissance

colonnairedendritique

Croissance cellulairedendritique

Croissance cellulaire

Croissance planaire

D G R* /

CL


26

Figure 1.4 : Positions relatives des modes de solidification sur une coupe du diagrammeternaire à %Fe constant - Morphologies des structures résultantes à température ambiante(d'après [RAJ 97])

Remarques :

- dans le cas du mode FA, si le rapport Cr/Ni augmente, la morphologie de la phaseferritique évolue et prend un aspect "en lattes" bidimensionnelles, parallèles et régulièrementespacées ;

- dans le cas du mode AF, la ferrite a aussi un aspect squelettique mais elle estinterdendritique dans ce cas. Il est toutefois difficile de distinguer les deux types de ferrite enmicrographie. Plus que l’observation de la morphologie, ce sont donc les profils decomposition dans les cellules dendritiques qui permettent de conclure quant à un mode et àune séquence de solidification [BRO 91].

Il a de plus été montré que les modes de solidification pouvaient se déduire d'un rapportnoté Creq/Nieq. Les relations suivantes ont ainsi été établies [RAJ 97] :

Creq = % Cr + % Mo + 1.5 % Si+ 0.5% Nb

Nieq = % Ni + 30 % C + 0.5 % Mn


27

Creq/Nieq < 1.25 ⇒ L → L+γ → γ (mode A)

1.25 < Creq/Nieq < 1.48 ⇒ L → L+ γ → L+γ+ δ → γ+ δ (mode AF)

1.48 < Creq/Nieq < 1.95 ⇒ L → L+δ → L+δ+γ → γ+ δ (mode FA)

Creq/Nieq > 1.95 ⇒ L→L+δ→ δ → γ+ δ (mode F)

De nombreux aciers de la classe AISI 300 contenant 60 à 70 % de fer sont proches de lafrontière entre les modes FA et AF correspondant au rapport Creq/Nieq = 1.5. Il est alorsdifficile d’interpréter les microstructures.

Or il est important de déterminer si la solidification se produit en mode FA présentant lameilleure résistance à la fissuration à chaud ou en mode AF qui, tout comme le mode A, estplus sensible à ce type de fissuration [BRO 91].

1.1.2.3 Croissance par épitaxie et croissance sélective

Lors d'un soudage, si le refroidissement est suffisamment lent (compatible avec la vitesselimite de solidification), des lignes de solidification orientées selon certaines directionsapparaissent alors. Elles sont dues aux phénomènes suivants (Figure 1.5) [GRA 95]:

- au niveau de l'interface entre deux passes successives, et à condition que leréchauffage dû à une passe ne provoque pas de recristallisation dans la passe précédente, lescristaux du solide en formation adoptent l'orientation des cristaux sur lesquels ils reposent : lacristallisation se fait suivant le mode épitaxique. Ce phénomène d'épitaxie est observé mêmelors de changements de directions de la ligne de fusion ou lorsque les grains ont des taillesdifférentes.

- les grains colonnaires dont la direction cristallographique <100> correspond à latrajectoire de solidification (perpendiculaire aux isothermes), auront tendance à se développerpréférentiellement. Ces grains dont la vitesse de croissance est maximale se développent audépens des autres, donnant lieu au phénomène dit de "croissance sélective".

Figure 1.5 : Croissance épitaxiale et sélective pour une trajectoire de solidification T donnée(d'après [GRA 95])


28

La combinaison de ces deux phénomènes résulte alors en une texture marquée et donc enune anisotropie du matériau à une échelle macroscopique. Toutefois, alors que la trajectoire desolidification peut être considérée comme homogène dans un revêtement, elle évolueprogressivement au sein d'une soudure avec chanfrein en V : elle est d'abord quasi-perpidenculaire au chanfrein sur les bords de la zone soudée pour finir proche de la verticaleau centre.

Dans le cas des aciers austénitiques moulés, le phénomène de solidification estsimilaire à celui des soudures, mais la taille des grains colonnaires dendritiques est plusgrande.

1.1.2.4 Relations entre les textures de la ferrite et de l'austénite

Comme nous l'avons vu précédemment, l'examen métallographique d'une soudure faitapparaître, dans la zone fondue, une structure résultant des effets superposés de lasolidification initiale (ferrite δ ou austénite γ) et de la transformation ultérieure à l'état solide.

Différentes études montrent que, selon les modes de solidification et de transformationimposés par la composition chimique du métal d'apport et la vitesse de refroidissement, lestextures morphologiques et cristallographiques des phases ferritique et austénitique necoïncident pas nécessairement bien qu’elles soient étroitement liées (voir annexe A).

Granjon [GRA 95] indique notamment que l’épitaxie ayant lieu aussi bien lors de lasolidification que lors de l’étape de transformation à l’état solide, les structures résultantes(respectivement ferrite et austénite pour une solidification en ferrite primaire) sont proches.

1.1.3 Influence des paramètres de soudage

De nombreux paramètres vont influer sur la structure métallurgique finale des souduresausténitiques : l'énergie et la vitesse de soudage, le chevauchement des passes, la position desoudage ou encore la géométrie de la soudure (dimensions du joint et inclinaison deschanfreins).

1.1.3.1 Energie de soudage

L'énergie de soudage E, ramenée à une unité de longueur, est déterminée par l'équation :

E = UI

V

( 1.1)


29

U,I et V sont respectivement la tension, l'intensité et la vitesse de soudage. Elles sont liéesà un procédé donné (cf annexe B pour la description des principaux procédés de soudage).

C'est le régime thermique produit, dépendant entre autres de l'énergie fournie, qui va agirsur la vitesse de solidification.

En principe, une forte énergie de soudage entraîne une plus forte pénétration des passes etdonc une plus grande hétérogénéité de la structure.

1.1.3.2 Influence de la vitesse de soudage sur la vitesse de solidification

Considérons une passe de soudage avec l’hypothèse d’un régime de solidification 2Ddans le plan comprenant les sens travers et de soudage. La forme du bain de fusion correspondalors à celle schématisée sur la Figure 1.6.

Figure 1.6 : forme du bain de fusion (d'après [BRO 90])

La vitesse de solidification R est reliée à la vitesse de soudage VS par la relation :

R = VS*cosθ ( 1.2)

θ est défini comme l’angle entre la normale aux isothermes et la direction de soudage.

R est alors minimale sur les bords du bain de fusion et maximale et égale à VS au centredu bain (à l’opposé, le gradient thermique G = ∂T/∂x est maximal sur les bords (croissanceplanaire) et minimal au centre (croissance dendritique)). La solidification se produit à l'arrièredu bain, entre les points A et B (θ = 90°) et le point C (θ = 0°).

Toutefois il existe une vitesse limite de solidification RL. Tant que R est inférieure RL

(vitesse de soudage lente et bain arrondi) les grains se développent bien perpendiculairement

V

vθ

R = VS*cosθC

R=VS

A

B

Front desolidification


30

aux isothermes et leur direction d’élongation est parallèle au sens de soudage dans le centre dubain (cas a) de la Figure 1.7).

Si la vitesse de soudage augmente mais reste inférieure à RL, la forme du bain de fusionest plus allongée et les grains se développent jusqu'à la partie centrale quasi-transversalementpar rapport à la direction de soudage (cas b) de la Figure 1.7).

Enfin pour une vitesse de soudage encore plus importante (30-100 cm/min) qui devientsupérieure à RL, la solidification orientée perpendiculairement aux isothermes n'est pluspossible et la cristallisation se fait alors d'une manière équiaxe (cas c) de la Figure 1.7).

Figure 1.7 : Principaux aspects de la structure de solidification en fonction de la vitesse desoudage : vues en plan et coupes transversales (d'après [GRA 95]) - a : VS < RL - b : VS ≅ RL,c : VS > RL.

1.1.3.3 Influence de la position de soudage et de l'enchaînement des passes

Baikie [BAI 76] et Tomlinson [TOM 80] ont montré l'influence de la position de soudagesur la structure obtenue. Sur la Figure 1.8, pour une soudure en position horizontale-verticale(soudage horizontal et couches verticales), les grains vont s'orienter à environ 30° del'horizontale. En effet, comme la passe en cours est déposée sur le coin formé par la passe et lacouche précédentes, la chaleur sera donc dissipée selon les directions

rHx et

rH y indiquées sur

le schéma.

Dans le cas d'un soudage à plat (soudage et couches horizontaux), la profondeur de lapasse étant moins importante et les passes étant enchaînées de la gauche vers la droite, lesgrains s'orientent cette fois-ci à 15° de la verticale (voir Figure 1.9).

Pour une soudure reliant deux tubes horizontaux coaxiaux, les positions de soudageévoluent sur toute la circonférence (soudage en position horizontale verticale en sommet, enposition verticale sur les côtés et en position plafond en dessous). Dans le cas d'un contrôleultrasonore, qu'il se fasse axialement ou radialement aux tubes, l'angle entre le faisceau et les

Sens de soudage Sens de soudage


31

grains colonnaires variera alors selon la position sur la circonférence. Cela affectera donc lapropagation des ondes ultrasonores.

Tomlinson propose alors d'incliner le plan des couches (voir Figure 1.10) d'un anglede 55°, pour que l'angle faisceau/grains varie peu et soit surtout proche d'un valeur de 45° quicorrespond à des conditions de contrôle favorables dans ce genre de matériau comme nous leverrons dans les paragraphes suivants.

Ces conclusions ne tiennent toutefois pas compte d'une inclinaison des grains dans le sensde soudage (composante Hz du flux thermique), en particulier en positions verticale etplafond.

Figure 1.8 : Direction du flux thermique pourune soudure horizontale-verticale (d'après[TOM 80])

Figure 1.9 : Direction du flux thermique pourune soudure à plat (d'après [TOM 80])

Figure 1.10 : Soudure en corniche - couchesdéposées à 55 ° de l'axe des tubes (d'après[TOM 80])

1.1.3.4 Méthodes d'affinement structural

Des méthodes d'affinement structural ont été proposées dans différents articles pourfavoriser le contrôle par ultrasons, même si les traitements thermiques sont peu efficaces àcause de la taille et de l'orientation des grains :

- un martelage entre chaque passe conduirait à un écrouissage du matériau. Le cyclethermique de la passe suivante produirait alors par recristallisation primaire une structureéquiaxée sur une bonne partie du joint [GRA 95] ;


32

- un procédé d'agitation magnétique appliqué au niveau même de l'électrode de soudage aété mis au point : un affinage des grains serait alors observé qui diminuerait entre autres laperte d'énergie ultrasonore [TAN 95].

Il n’est toutefois pas évident que ces procédés aient une influence sur la texture dumatériau.

1.2 Théorie sur la propagation des ondes ultrasonores dans lesmilieux anisotropes

Nous avons vu dans le paragraphe 1.1.2.3 que les structures des soudures présentaient engénéral de fortes textures cristallographiques. L'étude du contrôle par ultrasons de telsmatériaux nécessite donc de connaître les lois de propagation des ondes dans les milieuxanisotropes.

1.2.1 Equations de propagation

Soit un milieu homogène élastique soumis à une perturbation ultrasonore. Dans le cas oùle matériau ne subit pas de déformation statique, le seul déplacement, noté

ru , qui intervient

est celui dû au passage de l'onde ultrasonore. Le tenseur des déformations s'écrit alors (ennégligeant les termes du second ordre en

ru ) :

ε ∂∂

∂∂ij

i

j

j

i

ux

ux

= +1

2( ) ( 1.3)

Dans l'hypothèse d'un comportement élastique linéaire, la loi de comportement reliant lescomposantes du tenseur des contraintes (σij) et celles du tenseur des déformations est :

ij ijkl klCσ ε= ( 1.4)

avec Cijkl : composantes du tenseur des constantes d'élasticité d'ordre quatre

i,j,k,l = (1,2,3)

La relation fondamentale de la dynamique appliquée à un petit élément de volume demasse volumique ρ s'écrit (seules les forces à distance sont prises en compte, la force depesanteur est négligée) :

∂σ∂

ρ∂∂

ij

j

i

xut

=2

2( 1.5)


33

En substituant l'équation ( 1.4) dans l'équation ( 1.5), nous obtenons les équations depropagation pour les déplacements des particules

ru [DIE 74] :

ρ∂∂

∂∂ ∂

2

2

2ut

ux x

iijkl

l

j k

C= ( 1.6)

1.2.2 Solutions des équations de propagation

Généralement, la solution de l'équation ( 1.6) est recherchée sous la forme d'une ondeplane progressive, de vecteur de polarisation

ru 0 et se propageant à la vitesse V dans la

direction rn :

i i

j j

u u F tn x

V= −0 ( ) ( 1.7)

La substitution de l'expression ( 1.7) dans l'équation de propagation ( 1.6) conduit alors à :

ρV u ui il l

2 0 0= Γ ( 1.8)

avec Γil : tenseur de Christoffel Γil ijkl j kC n n=

La polarisation ru 0 est vecteur propre du tenseur de Christoffel avec comme valeur propre

λ = ρV2. Γ il est un tenseur symétrique. Ses valeurs propres sont donc réelles et ses vecteurspropres orthogonaux. Pour une direction donnée, il peut alors exister trois ondes planes avecdes vitesses différentes et des polarisations orthogonales : une onde appelée quasi-longitudinale et deux ondes quasi-transversales.

1.2.3 Résolution des équations dans le cas d'un milieu orthotrope

Il est possible d'utiliser une notation matricielle plus simple que la notation tensorielle del'équation ( 1.4) en appliquant aux tenseurs concernés une procédure de contraction desindices reportée dans le Tableau 1.1.


34

Tableau 1.1 : Changements d'indices : passage de la notation tensorielle à la notationmatricielle

ij (ou kl) 11 22 33 23 13 12

m (ou n) 1 2 3 4 5 6

Cijkl ⇒ Cmn

εij ⇒ εm pour m ≤ 3

εij ⇒ εm/2 pour m > 3

σij ⇒ σm

Les propriétés d'élasticité sont alors décrites au moyen d'une matrice symétrique 6x6.Dans le cas d'un matériau de symétrie orthotrope (trois plans de symétrie ou plans principaux),le nombre de constantes indépendantes est réduit à 9 et la matrice s'écrit dans le repèreprincipal noté ( 1

rx , 2

rx , 3

rx ) :

C =

C C C

C C C

C C C

C

C

C

11 12 13

12 22 23

13 23 33

44

55

66

0 0 0

0 0 0

0 0 0

0 0 0 0 0

0 0 0 0 0

0 0 0 0 0

Lorsque un des plans principaux est isotrope vis à vis des propriétés élastiques, lematériau est alors caractérisé par une symétrie isotrope transverse. Le nombre des constantesd'élasticité indépendantes est réduit à 5. Les relations suivantes sont obtenues, en prenant l'axe

3rx comme axe de symétrie, appelé aussi dans ce cas-là axe sénaire :

C11 = C22

C13 = C23

C44 = C55

C66 = (C11 - C12)/2

Soit une onde élastique se propageant dans le plan principal ( 2rx , 3

rx ). Elle est caractérisée

par :rn = (0,sinθ,cosθ) avec θ = ( 3

rx , rn )

Les composantes du tenseur de Christoffel sont alors :


35

Γ =

C + C

C + C ( + C )

( + C ) + C

66 55

22 44 44 23

44 23 44 33

sin cos 0 0

0 sin cos C sin cos

0 C sin cos C sin cos

2 2

2 2

2 2

θ θθ θ θ θ

θ θ θ θ

La résolution de l'équation aux valeurs propres donne trois solutions distinctes :

λ(1) = Γ 11

λ(2) = ½ ( Γ 22 + Γ 33 - [( Γ 22 - Γ 33)2 + 4 Γ 23

2]1/2)λ(3) = ½ ( Γ 22 + Γ 33 + [( Γ 22 - Γ 33)

2 + 4 Γ 232]1/2)

( 1.9)

Il existe donc bien trois ondes élastiques associées à rn et pouvant se propager dans un tel

milieu. Les trois vitesses de phase sont alors définies par :

V i i( ) ( ) /( / )= λ ρ 1 2 ( 1.10)

Et les vecteurs propres normés associés sont définis par [DIE 74] :

( )ru0 1

1 0 0( )

, ,=

ru0 2

2 222

223

2 22

232 22

2

223

01

1 1

( )

,( )

,( )

=+ −

−

+ −

λ

λλΓ

Γ

Γ

Γ ΓΓ

( 1.11)

ru0 3

3 332

223

3 33

233 33

2

223

01

1 1

( )

,( )

,( )

=+ −

−

+ −

λ

λλΓ

Γ

Γ

Γ ΓΓ

La solution (1) correspond à l’onde transversale horizontale polarisée suivant 1rx .

L'abréviation TH sera utilisée par la suite pour définir cette onde.

La solution (2) correspond à l’onde quasi-transversale verticale polarisée dans le plan( 2rx , 3

rx ). Cette onde est appelée quasi-transversale car sa polarisation n'est en général pas

perpendiculaire à la direction de propagation rn . L'abréviation QTV sera utilisée par la suite

pour définir cette onde.

La solution (3) correspond à l’onde quasi-longitudinale polarisée dans le plan ( 2rx , 3

rx ),

dont la polarisation est la plus proche de rn . L'abréviation QL sera utilisée par la suite pour

définir cette onde.

Les polarisations de ces trois ondes sont indiquées sur le schéma de la Figure 1.11.


36

x2x1

x3 n

u0(1)

u0(3)

u0(2)

Onde TH

Onde QTV

Onde QL

Figure 1.11 : Caractéristiques des trois ondes solutions de l'équation de propagation dans leplan principal ( 2

rx , 3

rx ).

Remarques :

1. Si l'on ne s'intéresse qu'aux deux modes polarisés dans le plan principal ( 2rx , 3

rx ),

quatre constantes d'élasticité (C22, C33, C44 et C23) suffisent à décrire la propagation des ondesdans ce plan.

Inversement, en ayant déterminé un minimum de quatre vitesses ultrasonores à différentesincidences dans ce plan, on est en mesure de remonter aux quatre constantes d'élasticité.

2. Le calcul des vitesses de phase dans le cas général (propagation dans un planquelconque par exemple) est donné en annexe C.

La théorie montre donc que pour un milieu anisotrope, les valeurs des vitesses de phasedes ondes varient selon la direction de propagation.

1.2.4 Notion de vitesse de groupe ou d'énergie

La propagation d'une onde élastique est accompagnée d'un transport d'énergie. On définit

un vecteur rP , dit vecteur de Poynting, dont la direction est celle du transport d'énergie (qui

est aussi la direction du faisceau ultrasonore) et dont la norme est égale à la quantité d'énergietraversant, pendant l'unité de temps, l'unité de surface perpendiculaire au flux d'énergie(densité de puissance). Le transport d'énergie peut donc être interprété comme le flux duvecteur de Poynting égal à la densité de puissance élastique par une unité de surface.

En appelant r

V e la vitesse de transport de l'énergie (vitesse de groupe) et ε la densitéd'énergie mécanique par unité de volume, nous avons la relation suivante [DIE 74]:


37

r

r

VPe =ε

( 1.12)

La vitesse d'énergie est alors liée à la vitesse de phase V, solution de l'équation deChristoffel, à la direction de propagation

rn et aux constantes d'élasticité par la relation

suivante :

V Cu u n

Vi

e

ijkl

j l k=0 0

ρ( 1.13)

L'équation ( 1.13) implique par ailleurs la relation suivante :

V V n Ve e= =r r

. .cos∆ ( 1.14)

avec ∆ : angle de déviation entre la vitesse de phase et la vitesse de groupe.

Lorsque la vitesse d’énergie est colinéaire à la vitesse de phase, le mode de propagationest qualifié de pur [DIE 74] (c’est notamment toujours le cas pour les milieux isotropes).

Pour une propagation dans un plan principal, les variations de l'angle ∆ sont généralementreprésentées en fonction de l'angle θ défini comme l'angle entre l'axe d’élongation des grainset la direction de propagation

rn . Les différents paramètres définis ci-dessus sont schématisés

sur la Figure 1.12.

Figure 1.12 : Directions des vitesses de phase et de groupe et définition de l'angle ∆ dans unplan de symétrie d'un milieu anisotrope

Un exemple de variations de l'angle ∆ pour les trois modes de propagation est indiqué surla Figure 1.13. Nous nous intéressons ici à des propagations dans le plan principal ( 2

rx , 3

rx )

θ

∆r

V (//rn )

rV e

Axe d’élongation desgrains d'austénite

Plan d'onde


38

d’une soudure orthotrope caractérisée par les constantes d’élasticité suivantes : C22 = 262.7GPa, C33 = 216 GPa, C44 = 129 GPa et C23 = 145 GPa. Nous constatons que les ondes QTV

sont les plus sensibles à l’anisotropie du matériau (valeur maximale de ∆ de -44.4° pour unangle θ de 25°). Ceci explique que les ondes QTv sont généralement prohibées pour uncontrôle nécessitant des traversées de soudures trop importantes. A l’inverse, les ondes TH

sont les moins sensibles à l’anisotropie du matériau (valeur maximale de ∆ de -12.8° pour unangle θ de 50°). Nous reviendrons dans le paragraphe 1.6.2 sur les travaux effectués dans lebut d’utiliser ce mode de propagation pour contrôler les soudures austénitiques.

En ce qui concerne les ondes QL, couramment utilisées pour le contrôle des composantsen aciers austénitiques, la courbe de la Figure 1.13 montre que le faisceau sera focalisé3 pourune propagation à 45° des grains et au contraire sera défocalisé pour des propagations à 0 et90° des grains [HUD 94].

Remarque : Jeong [JEO 87] a montré expérimentalement que la taille des grains n'a pasd'influence significative sur la déviation du faisceau. Il trouve ainsi que pour des aciersmoulés à petits et gros grains sans texture, les variations de vitesses et d'angle de déviation enfonction de la direction de propagation sont faibles en comparaison des valeurs mesurées pourun acier à grains colonnaires orientés.

-50,0

-40,0

-30,0

-20,0

-10,0

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

θ(°)θ(°)θ(°)θ(°)

∆(°)∆(°)∆(°)∆(°)

QL

QTV

TH

Figure 1.13 : Variations de l’angle de déviation ∆ en fonction de l'angle θ entre l'axed’élongation des grains d’austénite et la direction de propagation

rn

Des calculs en modélisation (Figure 1.14) effectués par le logiciel RAYTRAIM [OGI 86]illustrent bien les phénomènes de déviation selon le mode de propagation étudié.

3 Nous emploierons le terme focalisé lorsque la largeur du faisceau dans le milieu anisotrope sera plus faible quesa largeur pour une propagation dans le milieu isotrope de référence.


39

Propagation à 0° Propagation à 45°

d)

Figure 1.14 : Trajets des rayons dans un plan principal d'une soudure austénitique d'après lecode RAYTRAIM [OGI 86] - a) ondes QL - b) Ondes QTV - c) ondes TH -d) description de lasoudure

Il est d'autre part démontré que la vitesse d'énergie est perpendiculaire en tout point auplan tangent à la surface des lenteurs, définie comme le lieu des extrémités du vecteurr rL n V= / mené d'un point fixe [DIE 74]. Le tracé des surfaces des lenteurs permet aussi dedéterminer géométriquement les directions des vitesses de phase réfractées et réfléchies àl'interface entre deux milieux par application de la loi de Snell-Descartes (Figure 1.15 a)) :

sin

( )

sin

( )

sin

( )

θθ

θθ

θθ

R

R

T

T

I

IV V V= =

( 1.15)

Ι, R et Τ désignant les ondes incidentes, réfléchies et réfractées (transmises).

On définit aussi une autre surface caractéristique, la surface d'onde, qui est le lieu desextrémités du vecteur vitesse d'énergie et dont, en tout point, le plan tangent est cette fois-ciperpendiculaire au vecteur vitesse de phase (Figure 1.15 b)).


40

1/VL

1/V2 QTV

1/VT

Interface

1/V3 QLSoudure

Acier isotrope

rV

e2

rVe3

θIL θRL

θRT

θT2

θT3

x2

x3

a)

x3 ( direction des

grains colonnaires)

x2

Ve2 QTV

Ve3 QL

rV

2 rV

3

(θ+∆)3(θ+∆)2

b)

Figure 1.15 : Sections des surfaces caractéristiques des ondes QL et QTV dans le planprincipal ( 2

rx , 3

rx ) - a) surfaces des lenteurs et construction des vecteurs d'ondes réfléchis et

réfractés à l'interface entre un acier austénitique isotrope et une soudure anisotrope - b)surfaces d'onde pour la soudure.

1.3 Modélisation de la propagation des ultrasons dans lessoudures

A l'échelle de la longueur d'onde, une soudure peut être définie par une multitude dezones anisotropes avec des orientations particulières des axes de symétrie et diffusant lesondes ultrasonores à chaque interface. La modélisation devrait alors permettre d'expliquer lesphénomènes affectant la propagation des ultrasons dans ces structures complexes.

Dans cet objectif, différents codes de calcul ont été développés. Ils doivent en particulierêtre applicables aux différents types de traducteurs utilisés et à une propagation en régimeimpulsionnel habituellement utilisé en contrôle. Les recensements de certains de ces codes,avec des descriptions et des résultats, sont disponibles dans différents articles [GEN 99][SPI 00]. Nous ne ferons ici qu'un résumé des diverses méthodes adoptées.

Dans le but de réduire les temps de calcul, notamment pour des configurations 3D,certains codes sont basés sur une évaluation approchée des solutions exactes au problème dela propagation en milieu anisotrope et hétérogène. Nous citerons par exemple dans cettecatégorie le code CHAMP-SONS [GEN 99] (qui sera évoqué plus en détail dans leparagraphe 3.1) et les travaux de Spies [SPI 97] qui propose un code basé sur une descriptiondu faisceau par un profil gaussien.

D'autres codes permettent d'obtenir des solutions exactes à ce problème, mais les tempsde calcul demeurent à ce jour prohibitifs pour des configurations 3D. Cette catégorie


41

comprend notamment les codes numériques purs de type éléments finis ou différences finiestels que EFIT [MAR 95] ou ULTSON 2D [NOU 90]. Ce dernier sera aussi étudié plus endétail dans le paragraphe 3.1.

Les codes rayons, tels que RAYTRAIM [OGI 92] ou 3D-CAD-RAY [SCH 00]permettent d'obtenir des informations qualitatives sur les trajets des ultrasons dans lessoudures. Ils décrivent la géométrie du faisceau mais ne fournissent pas d'informationsquantitatives sur les énergies transportées par l'onde.

Généralement, ces codes sous-estiment les effets d'atténuation car ils négligent ladiffusion des ondes par la microstructure. Dans le paragraphe suivant, nous allons aborder ceproblème particulièrement sensible dans les soudures à gros grains et texturés.

1.4 Atténuation et bruit de structure

1.4.1 Atténuation dans le métal de base

En régime d'onde plane, le coefficient d'atténuation est défini par la relation suivante :

A A e x= −0

α ( 1.16)

avec A0 : amplitude à la distance x0

A : amplitude à la distance x+x0

α : coefficient d’atténuation

Il est la somme de deux contributions : l'absorption et la diffusion au sein du matériau.L'absorption qui trouve son origine dans la viscosité du matériau et qui est proportionnelle à lafréquence, est en général faible dans les métaux, au contraire de la diffusion qui dépend durapport λ/D (D étant le diamètre moyen d'un grain de forme sphérique et λ la longueurd'onde).

Le métal de base entourant la soudure, généralement en acier austénitique forgé ou enacier ferritique, peut être considéré comme isotrope avec des grains sphériques. Les relationssuivantes sont alors obtenues [PAP 65] :

- λ/D >> 1 : Domaine de Rayleigh - diffusion proportionnelle à D3f4

- λ/D ≈ 1 : Domaine stochastique - diffusion proportionnelle à Df2

- λ/D < 1 : Domaine géométrique - diffusion proportionnelle à 1/D

Le même auteur [PAP 84] propose différents montages pour remonter au coefficientd’atténuation. Il souligne notamment l’importance d’introduire dans certains cas descoefficients de correction pour tenir compte de la divergence du faisceau.


42

Nicoletti [NIC 92] a repris ces formules en prenant en compte la distribution de la tailledes grains.

Par ailleurs, Stanke et Kino [STA 84] ont proposé un formalisme général, valable pourtoutes les fréquences et prenant en compte le phénomène de diffusion multiple (interactionentre les énergies diffusées par des grains contigus). Ce modèle permet de remonter àl'atténuation et la vitesse des ultrasons dans les matériaux polycristallins macroscopiquementisotropes et constitués de grains sphériques de symétrie cubique.

1.4.2 Atténuation dans les soudures

Il est en général admis que l'atténuation augmente avec le rapport D/λ2 dans le cas dessoudures austénitiques (domaine stochastique) [WAN 89], d'où l'intérêt de petits grains et debasses fréquences pour une meilleure détection des défauts. Les grains de taille importanteagissent notamment comme des filtres passe-bas [EDE 86].

D'autre part, Weber [WEB 00] propose un modèle numérique pour calculer lescoefficients de réflexion et de transmission des trois modes d'ondes après propagation dansune structure composée de couches isotropes transverses avec différentes orientations durepère de symétrie. Il applique le modèle au cas d'une soudure austénitique décrite par cinqcouches et entourée de métal de base isotrope. Pour une onde QL incidente, les calculsmontrent que l'énergie transmise en ondes QL varie sensiblement en fonction de l'angled'incidence. Des conversions de mode en ondes TH et QTV transmises sont observées. Parcontre, les réflexions, avant l'angle d'incidence critique (environ 70°) sont très faibles.

Ces conversions de mode semblent plutôt se produire au niveau des interfaces entre deuxmilieux isotropes transverses. En effet, Vijayendra avait précédemment calculé lescoefficients de réflexion et de transmission en énergie à l'interface entre le métal de base etune soudure austénitique [VIJ 92]. Pour les ondes QL et TH, l'energie ultrasonore, qu'elleprovienne du métal de base ou de la soudure, est transmise à presque 100 % sur une plaged'angle allant de 0 à 70°. Par contre, pour les ondes QTV, les calculs prévoient d'importantesréflexions et conversions de mode à partir d'une incidence de 35° environ.

Par ailleurs, de nombreuses études théoriques et expérimentales ont montré quel'atténuation est fortement influencée par l'orientation des grains dans la structure par rapport àla direction de propagation.

Ainsi Ahmed a repris le formalisme de Stanke et Kino en l'appliquant au cas des souduresausténitiques (grains allongés avec un axe cristallographique <100> commun) pour unepropagation dans un plan de symétrie [AHM 92].

Selon le modèle, pour les onde QL, l'atténuation est minimale pour une propagationparallèle à l'axe d'élongation des grains (propagation à 0° des grains). Elle croitprogressivement et devient maximale pour une propagation à 90° avec notamment uneévolution notable entre 45 et 90°. La même loi de variation est observée pour les ondes TH


43

tandis que les ondes QTV sont caractérisées par un maximum d'atténuation à 45° et desminima à 0 et 90°.

D'autre part, le modèle confirme que l'atténuation augmente sensiblement avec lafréquence dans le domaine de fréquence généralement étudié (1-5 MHz) et avec la taille desgrains. Enfin, plus l'élongation des grains serait importante, plus l'atténuation augmenterait.

Munikoti [MUN 98] a étendu cette étude au cas général d'une propagation dans un planquelconque, en s'intéressant notamment à différentes valeurs d'inclinaison des grains dans lesens de soudage.

Les résultats concernant la variation de l'atténuation des ondes QL en fonction de ladirection de propagation ont été confirmés expérimentalement par Seldis [SEL 98]. Ce derniera utilisé un montage en transmission avec, en réception, un hydrophone balayant une surfacedix-huit fois plus grande que la surface de l'émetteur. Une transformée de Fourier estappliquée à chaque Ascan enregistré par l'hydrophone lors du balayage. Les énergies desondes transmises avec et sans échantillon sont évaluées en intégrant la totalité des intensitésdes Ascans. Ce système permet de s'affranchir des effets de déviation et defocalisation/défocalisation liés à l'anisotropie du matériau.

En effet, les différentes études expérimentales antérieures [YON 95] [NEU 89] indiquentun minimum d'atténuation des ondes longitudinales pour une propagation à 45° des grains etdes maxima locaux à 0 et 90°. Ces résultats étaient en fait obtenus en considérant le matériaucomme isotrope lors de la prise en compte du facteur de correction lié à la divergence dufaisceau. Or la théorie montre que dans le cas des soudures anisotropes, le faisceau est focaliséà 45° et défocalisé à 0° et 90°. Pour Tomlinson [TOM 80], ces effets de focalisation oudéfocalisation prévalent par rapport aux effets de diffusion, notamment dans la situation d'uncontrôle en mode échographique où seule une partie du faisceau est intercepté par letraducteur en retour. Ils démontreraient aussi que les conditions optimales de contrôle d'unesoudure sont obtenues en ondes QL pour une propagation à 45° des grains (focalisation dufaisceau et déviation minimale)

1.4.3 Bruit de structure

Le bruit de structure ou "herbe" (partie de l'énergie ultrasonore diffusée par la structurerevenant au traducteur lors d'un contrôle) a été peu étudié dans les soudures en acierausténitique. Il est toutefois reconnu que le bruit de structure est très important dans le casd'hétérogénéités grandes devant la longueur d'onde. Par déplacement du capteur, lacomposante du bruit de structure est aléatoire et peut être ainsi séparée du signal depropagation directe qui, lui, est déterministe.

Thompson [THO 97], pour l'étude d'alliages à base titane, propose différents modèlesbasés sur une hypothèse de diffusion simple (chaque élément diffusant est indépendant desautres). L'énergie totale rétrodiffusée est alors la somme des énergies rétrodiffusées parchaque grain. Les résultats théoriques montrent une bonne corrélation avec les mesuresexpérimentales et pourraient être affinés en prenant en compte un modèle de diffusionmultiple.


44

En ce qui concerne les soudures austénitiques, Ahmed [AHM 95] propose une étudesimilaire à celle de l'atténuation, en s'appuyant lui aussi sur un modèle de diffusion simple.Les résultats montrent une dépendance de la valeur du bruit de structure en fonction de ladirection de propagation, avec là encore un maximum pour une propagation des ondes quasi-longitudinales à 90 ° des grains et un minimum pour une propagation à 0°.

1.5 Influence des paramètres de soudage sur le contrôle parultrasons

L'étude est rendue compliquée par le fait que de nombreux paramètres sont à considérer(procédé et position de soudage, géométrie du joint, matériau d'apport...). Ainsi, une étudemenée sur deux soudures dont les paramètres cités ci-dessus sont équivalents, a donné desrésultats très proches [KUP 81]. Par contre deux auteurs ayant étudié des soudures légèrementdifférentes ont mis en évidence des propagations ultrasonores sensiblement différentes[BAI 76] [KAP 81]. Nous reviendrons sur cette étude dans le paragraphe 2.4.1.

D'après Tanaka [TAN 92], la valeur du coefficient d'atténuation augmenterait dansl'ordre des procédés suivants : faisceau d'électrons, TIG, MIG4 et enfin, cas le plusdéfavorable, soudage sous flux. Ce dernier procédé, mettant en jeu une énergie de soudageimportante, conduit à des passes pénétrées et donc à des structures avec de nombreuxchangements dans la direction de croissance des grains. Ces structures entraînent aussilocalement des divisions du faisceau durant sa propagation. Ces divisions se traduisent parl'apparition de deux voire trois pics sur des coupes du faisceau en transmission [DEV 94].

Thomson [THO 83] compare les caractéristiques du faisceau pour deux soudures, l'uneest réalisée à l'électrode enrobée et l'autre est une soudure étroite réalisée par procédé TIG.Cette dernière présente une structure plus fine et moins orientée. Thomson conclut que lasoudure TIG est plus favorable pour le contrôle par ultrasons, car elle donne un rapportsignal/bruit légèrement meilleur et surtout des déviations bien moins importantes que lasoudure à l'électrode enrobée.

Ces résultats expérimentaux sur la déviation du faisceau dans les soudures TIG àchanfrein étroit sont cependant en désaccord avec une étude en modélisation [OGI 87a] quiindique de fortes déviations et distorsions du faisceau malgré le faible volume de souduretraversé. Dans le même article, Ogilvy reprend les travaux de Tomlinson [TOM 80] surl'influence de la position de soudage présentés dans le paragraphe 1.1.3.3. Elle conclutnotamment que les perturbations du faisceau, pour les ondes QL, QTV et TH à 0 et 45°, sontmoins importantes pour la soudure à l'électrode enrobée en position horizontale-verticale de laFigure 1.8 que pour une soudure à plat en V du même procédé.

D'autre part, Hudgell [HUD 80] trouve expérimentalement que des petites passesconduiraient à une atténuation plus importantes (relation linéaire selon l'auteur). Ceci pourrait

4 TIG pour Tungstent Inert Gas et MIG pour Metal Inert Gas. Les différents procédés sont décrits en annexe B.


45

s'expliquer simplement par le fait qu'une augmentation du nombre de passes augmente aussi lenombre d'interfaces pouvant diffuser les ultrasons.

Les conversions de mode aux interfaces peuvent aussi être la cause de l'apparition d'échosparasites. Des échos de ligne, parallèles à la direction de soudage, ont ainsi été mis enévidence par Ahmed [AHM 98] et leur origine a été expliqué par une conversion d'onde L45en onde T0 au niveau des passes proches du fond de la pièce inspectée.

1.6 Choix du traducteur pour le contrôle des souduresausténitiques

1.6.1 Choix de la fréquence

Les vitesses ultrasonores varient peu en fonction de la fréquence dans le cas des souduresausténitiques : le matériau peut être considéré comme non dispersif [JEO 87].

Par contre, comme nous l’avons vu auparavant, ce paramètre a une très grande influencesur l’atténuation. L'intérêt de travailler en basses fréquences est établi. Elles pénètrent mieuxen profondeur, sont moins affectées par la taille des grains mais en contrepartie, le faisceau estplus divergent donc le volume insonifié est plus grand. D'autre part, la résolution obtenue(taille minimale de défaut détectable) est moins bonne qu'en hautes fréquences.

Il y a donc un compromis à obtenir entre une bonne pénétration et un bon pouvoir derésolution. En général, les contrôleurs [KAP 83] [YON 95] préconisent une fréquence decontrôle proche de 2 MHz. Toutefois, d’après une étude en transmission sur une soudure avecdes passes pénétrées [DEV 94], la conclusion est que le rapport signal sur bruit est meilleurpour une fréquence de 4 MHz que pour des fréquences inférieures. Ces résultats restent àconfirmer en mode échographique.

L'utilisation d'un signal amorti (impulsion courte donc spectre large en fréquence) estconseillé pour les matériaux à gros grains. D'une part, la résolution est améliorée car deuxdéfauts proches l'un de l'autre pourront être distingués. D'autre part, le passage du faisceau àtravers de tels matériaux provoque une diminution d'amplitude moins importante dans le casd'une impulsion brève (Figure 1.16).

Toutefois, par la présence de hautes fréquences dans le spectre, la rétrodiffusion estfavorisée. De plus, toujours d'après la Figure 1.16, la fréquence centrale du spectre est décaléevers les basses fréquences contrairement au cas d'une impulsion large.


46

Figure 1.16 : Représentation qualitative de l'influence des matériaux à grains fins et à grosgrains sur les spectres de fréquence d'impulsions larges et brèves (d'après [EDE 86])

1.6.2 Choix du mode de polarisation

Nous avons déjà indiqué que les ondes quasi-transversales à polarisation verticale sontdéconseillées car leur propagation est très marquée par la structure grossière des soudures(phénomènes d'atténuation, déviation, distorsion, courbure du faisceau...). Toutefois, ellespeuvent présenter un très bonne sensibilité à la détection de défauts plans si le volume soudétraversé est peu important [GRI 97a].

Les ondes transversales à polarisation horizontale apportent les avantages suivants[OGI 86] [HUB 93] [HUD 94] :

- elles sont peu sensibles à la présence de lignes de solidification marquées et àl'hétérogénéité car leur polarisation est perpendiculaire au plan d'incidence (donc peusensibles aux changements de structures du matériau dans le plan d'incidence) ;

- aucune conversion de modes n'est produite lors de leur propagation dans un planprincipal.

Cependant les problèmes suivants rendent encore leur utilisation limitée :

- elles sont difficiles à créer. Les solutions développées actuellement sont des méthodesélectromagnétiques EMAT en cours de développement. Les directions de propagation sontcomprises entre 20 et 90° et la fréquence située entre 0.5 et 1 MHz.

- le réglage des traducteurs est très pointu et leurs performances varient sensiblementd'une structure à l'autre.

Les ondes de compression, pour une épaisseur supérieure à 25 mm, sont préconisées[KAP 83]. Ce sera le mode d'onde principal choisi pour nos essais, même s'il paraît intéressantde réaliser à l'avenir des acquisitions avec des EMAT en vue d'une comparaison desperformances.


47

1.6.3 Traducteurs focalisés et à émetteur/récepteur séparés

Les traducteurs à émetteur/récepteur séparés, comportant deux éléments piézoélectriques,sont fabriqués de manière à ce que les faisceaux ultrasonores émetteur et récepteur serecouvrent à une certaine profondeur : la zone de sensibilité est alors réduite à la partiecommune aux faisceaux des deux éléments. Ceci contribue à limiter le signal rétrodiffusé et àobtenir une sensibilité maximale. Des études ont ainsi montré les bonnes performances de cetype de traducteur, notamment pour la détection et le dimensionnement de défauts plans[GRI 97b] [SCH 97].

Dans le cas d'un traducteur focalisé, le faisceau ultrasonore est concentré pour obtenir lemaximum d'énergie en un faible volume (lentille concave, élément piézoélectrique enforme...). La sensibilité du contrôle est ainsi accrue en augmentant l'amplitude du signalprovenant d'un défaut sans augmenter en principe l'amplitude du bruit. Par contre le domained'épaisseur contrôlé avec une bonne sensibilité est diminué.

Des études sur la modélisation du parcours ultrasonore de faisceaux focalisés dans lecas des soudures austénitiques ont été menées. Les résultats obtenus [OGI 87b] pour les troistypes d'ondes sont ceux attendus même si, comme pour les traducteurs non focalisés, lapropagation est beaucoup plus affectée lors d'une inspection au niveau même de la soudureque lors d'une inspection à partir du métal de base. Le faisceau est alors faiblement focalisé,voire défocalisé pour certaines configurations.

Expérimentalement, le contrôle avec des traducteurs focalisés a permis une légèreamélioration par rapport aux traducteurs à émetteur/récepteur séparés pour l'étude en détectionet en dimensionnement de défauts plans [VIL 99].

Ces deux types de traducteurs améliorent le rapport signal/bruit mais il est nécessaire,pour pouvoir inspecter l'ensemble du volume d'une soudure d'épaisseur importante, d'utiliserune gamme de palpeurs dont les profondeurs de sensibilité sont différentes [YON 95].

1.7 Conclusions et axes du travail de thèse

L'étude bibliographique montre que de nombreux paramètres influent sur la structure desolidification finale dont les principaux sont l'énergie (liée à la vitesse), la position de soudageet l'enchaînement des passes. Il en résulte qu'un large éventail de structures peut être obtenu.Pour réduire le champ de l'étude, nous nous intéresserons essentiellement au procédé desoudage à l'électrode enrobée qui est utilisé pour la réalisation de nombreuses soudures reliantles tuyauteries en acier inoxydable du circuit primaire des réacteurs à eau pressurisée (Figure1.17).

Le travail ne devant pas se restreindre à des soudures particulières, nous aborderons, demanière plus succincte, l'étude de soudures aux caractéristiques structurales différentes desprécédentes.


48

Figure 1.17 : schéma d'ensemble du circuit primaire principal des réacteurs à eau pressurisée

Pour les calculs de modélisation, d'après la théorie de la propagation dans les milieuxanisotropes, les orientations cristallographiques des grains ainsi que les propriétés élastiquesdu polycristal devront être déterminées. Concernant ces dernières, nous discuterons dans leparagraphe 2.4.1 de la validité des valeurs trouvées dans la littérature.

Les codes de calculs utilisés pour modéliser les effets de la structure des soudures sur lesphénomènes de déviation, de division et de distorsion du faisceau sont les suivants :

- ULTSON 2D : code exact aux éléments finis développé à EDF-DRD et restreint à unegéométrie 2D ;

- CHAMP-SONS 3D : code simplifié 3D, semi-analytique, développé par le CEA.

Des essais expérimentaux en simple transmission et en mode échographique, avecprésence ou non de défauts type, devront valider les résultats de simulation. D'après lesdifférentes études expérimentales déjà réalisées, le choix d'une fréquence de 2 MHz sembleêtre approprié pour optimiser le contrôle de ce type de matériau. Les ondes quasi-longitudinales (QL) seront utilisées de préférence. Toutefois les ondes quasi-transversales àpolarisation verticale (QTV), du fait des nombreuses perturbations causées par la structure lorsde leur propagation, seront intéressantes à étudier pour valider la modélisation. D'autresétudes sont menées à EDF pour évaluer les performances des ondes transversales àpolarisation horizontale (TH), qui semblent cependant encore difficiles à mettre en oeuvre.

L'étude sera limitée aux traducteurs contact monoéléments et non focalisants même si desaméliorations au niveau du contrôle sont attendues avec les traducteurs focalisés et

Cuve

Pressuriseur

Pompe primaire

Générateur devapeur

Soudures


49

émetteur/récepteur séparés. Des travaux sont par ailleurs en cours pour modéliser lestraducteurs émetteur/récepteur séparés dans les codes de calcul.

Il paraît enfin utile d'évaluer l'ordre de grandeur du coefficient d'atténuation, lié à ladiffusion des ondes par la microstructure et qui peut être élevé dans ces soudures. Les valeursexpérimentales pourraient alors être introduites dans les codes de calcul.

CHAPITRE 2. STRUCTURE METALLURGIQUE ET PROPRIETES D'ELASTICITE

51

CHAPITRE 2

Caractérisation de la structuremétallurgique et des propriétés

d’élasticité des soudures étudiées

2. CARACTÉRISATION DE LA STRUCTURE MÉTALLURGIQUE ET DES PROPRIÉTÉSD'ÉLASTICITÉ DES SOUDURES ÉTUDIÉES...........................................................................................53

2.1 PRÉSENTATION DES SOUDURES ÉTUDIÉES .....................................................................................................532.1.1 Soudures "académiques" à l'électrode enrobée....................................................................................532.1.2 Soudures industrielles à l'électrode enrobée.........................................................................................552.1.3 Soudure réalisée par procédé fil-flux....................................................................................................55

2.2 OBSERVATIONS MÉTALLOGRAPHIQUES .........................................................................................................562.2.1 Analyse macrographique ......................................................................................................................56

2.2.1.1 Mise en évidence de l’influence du procédé de soudage..................................................................................562.2.1.2 Mise en évidence de l'influence du plan de soudage (enchaînement des passes) .............................................61

2.2.2 Analyse micrographique .......................................................................................................................622.2.3 Conclusion ............................................................................................................................................63

2.3 DÉTERMINATION DES ORIENTATIONS CRISTALLOGRAPHIQUES : ANALYSE PAR DIFFRACTION DES RAYONS XET PAR EBSD (ELECTRON BACKSCATTERED DIFFRACTION) .......................................................................64

2.3.1 Définition de la texture cristalline ........................................................................................................642.3.2 Résultats ................................................................................................................................................65

2.3.2.1 Analyse des textures.........................................................................................................................................662.3.2.2 Analogie avec les observations métallographiques ..........................................................................................70

2.3.3 Analyse par EBSD sur la soudure industrielle réalisée à plat (D717D)...............................................722.3.3.1 Principe ............................................................................................................................................................722.3.3.2 Résultats...........................................................................................................................................................73

2.3.4 Analyses complémentaires sur la soudure industrielle réalisée en position plafond (D717F) .............742.3.4.1 Analyse en diffraction des RX pour différentes profondeurs ...........................................................................742.3.4.2 Analyse par EBSD ...........................................................................................................................................75

2.3.5 Conclusions...........................................................................................................................................772.4 DÉTERMINATION DES PROPRIÉTÉS D’ÉLASTICITÉ PAR MÉTHODES ULTRASONORES........................................77

2.4.1 Valeurs de constantes d'élasticité et de vitesses de phase données dans la littérature .........................782.4.2 Mesures de vitesses en transmission à incidence variable....................................................................81

2.4.2.1 Principe ............................................................................................................................................................822.4.2.2 Extension du processus d'optimisation pour l’analyse d’échantillons présentant une désorientation du repère

lié à la symétrie élastique ...................................................................................................................................842.4.2.3 Résultats pour l’étude du métal de base ...........................................................................................................862.4.2.4 Résultats pour l’étude des soudures .................................................................................................................89

2.4.3 Conclusion ............................................................................................................................................932.5 DESCRIPTION DES SOUDURES PAR ANALYSE D'IMAGES..................................................................................942.6 CONCLUSION.................................................................................................................................................96


52


53

2. Caractérisation de la structure métallurgique et des propriétés d'élasticité des soudures étudiées

Ce chapitre a pour but de présenter les différentes soudures étudiées et de comparer lescaractéristiques des structures métallurgiques obtenues. Diverses techniques ont été mises enœuvre pour caractériser ces structures : observations métallographiques, diffraction des RX,EBSD, mesures de vitesses ultrasonores. On a cherché à évaluer les paramètres entrant encompte dans la théorie de la propagation des ondes ultrasonores dans les milieux anisotropes(constantes d'élasticité et orientation de la texture) et d'autre part de fournir, pour les souduresdont l'orientation des grains évolue, une description en domaines anisotropes réaliste etcompatible avec les codes de calcul.

2.1 Présentation des soudures étudiées

Les soudures étudiées ont été réalisées avec des procédés de soudage très différents, pourobtenir un large éventail de structures .

Les examens ont porté d'abord porté sur des soudures réalisées à l'électrode enrobée,technique largement utilisée pour la réalisation du circuit primaire des centrales nucléaires àréacteur à eau pressurisée. Pour ce procédé, nous distinguerons les deux soudures"académiques" réalisées spécialement pour l'étude et les maquettes représentatives dessoudures industrielles.

D'autre part, une soudure réalisée par un procédé sous flux de plus forte énergie a aussiété étudiée.

Le repère de référence pour la suite du document est celui indiqué sur la Figure 2.1.

Figure 2.1 : Repère de référence et termes liés à la soudure

2.1.1 Soudures "académiques" à l'électrode enrobée

Ces deux maquettes, référencées D703 et D704, ont été extraites de moules de soudure.Elles ont été réalisées à plat (soudure bout à bout en V) avec un matériau d'apport (acier AISI316L) dont la composition est donnée dans le Tableau 2.1. Les descriptions des procédés desoudage pour les deux blocs sont donnés dans le Tableau 2.2.

S = sens de soudage

V = sens vertical

T = sens traverssoudure

métal de basepeau externe

peau interne

passe de soudage délardage

cordon

bourrelet


54

Tableau 2.1 : Composition du métal d’apport pour les soudures D703 et D704

Elément C Si Mn P S Cu Ni Cr Mo Co

Teneur en % 0.03 0.41 1.9 0.01 0.001 0.07 11.9 19.8 2.34 0.056

Remarque : pour cette composition du métal d’apport, on trouve un rapport Creq/Nieq égalà 1.65 caractéristique d'un mode de solidification FA (cf paragraphe 1.1.2.2).

Tableau 2.2 : Description des soudures académiques

Blocs D704 D703Acier AISI 316L AISI 316LDimensions (mm) * 150x50x50 150x50x50Procédé Electrode enrobée ∅ 4- machine

automatique ** - passes balayéesElectrode enrobée ∅ 4- machineautomatique **

Vitesse de soudage (mm/min) 160 *** 170 ***Energie de soudage(kJ/mm) ****

1.3 0.8

Largeur de passe (mm) 19 10* La première dimension est la largeur de soudure en peau externe, la seconde la largeur de soudure enpeau interne et la troisième la hauteur de soudure** Une machine automatique a été utilisée pour assurer une énergie de soudage constante, ce qui n’estpas le cas en soudage manuel classique.*** Vitesse de dépôt linéaire expérimentale. C’est une vitesse relative obtenue en faisant le rapport entrela longueur d’un cordon et le temps de soudage.**** Energie relative calculée d’après la relation (1.1)

Le soudage à l'électrode enrobée de faible diamètre est associée à une énergie de soudageet une pénétration des passes assez faible. La taille de la zone soudée a par ailleurs été choisiesuffisamment importante pour s'affranchir des effets des chanfreins sur la croissance desgrains, du moins dans la zone centrale. Ces diverses raisons doivent permettre d'obtenir àcoeur des structures avec des grains allongés et parallèles. Ces deux soudures ont été appelées"académiques" pour la suite du rapport, en opposition aux soudures industrielles présentant unvolume soudé plus faible.

Contrairement au bloc D704, la soudure D703 a été réalisée sans balayage de l’électrodeperpendiculairement au sens de soudage. Les changements de direction de croissanceprivilégiée des grains sont alors plus fréquents, le balayage permettant d’obtenir des passesplus plates et larges favorisant le développement d’une direction de croissance unique.

Les macrographies illustrant les différentes remarques ci-dessus sont données dans leparagraphe 2.2.1.1.


55

2.1.2 Soudures industrielles à l'électrode enrobée

Ces maquettes ont été réalisées en respectant les spécifications utilisées pour la réalisationsur site de soudures en acier inoxydable du circuit primaire des réacteurs à eau pressurisée900 MW. Ces spécifications sont : première passe en TIG manuel, remplissage à l’électrodeenrobée (de diamètre 2.5 mm pour les premières passes à 5 mm pour les dernières) avec unacier 316L comme métal d'apport, cordon et bourrelet non arasés. Les dimensions des zonessoudées dans le plan (TV) sont environ : 40 mm de hauteur, 35 mm de largeur au niveau dubourrelet en peau externe et 5 mm de largeur au niveau du cordon en peau interne.

Le métal d’apport de l’électrode enrobée, type OK 63-25, a la composition indiquée dansle Tableau 2.3 (selon la norme AFNOR NF A 81-304).

Le métal de base est tiré d’une tôle laminée en acier inoxydable austénitique de type 316L(Dénomination AFNOR : Z2CND17-13)5.

Tableau 2.3 : Composition du métal d’apport pour les soudures du circuit primaire étudiées

Elément C Si Mn P S Ni Cr Mo

Teneur en % 0.03 0.5 1.6 0.016 0.01 12.5 19 2.3

Remarque : pour cette composition, on trouve un rapport Creq/Nieq égal à 1.55 toujourscaractéristique d’un mode de solidification FA (cf paragraphe 1.1.2.2).

Comme sur site la soudure est circonférencielle et son plan vertical, six maquettes ont étérealisées pour étudier l’influence de la position de soudage sur la structure de solidification :

• D717A, B, C et D: maquettes soudées en position à plat ;• D717E : maquette soudée en position verticale montante ;• D717F : maquette soudée en position plafond .

En ce qui concerne les soudures à plat, la structure finale est semblable à celle de laD704. Seule la forme plus étroite de la zone soudée induit une courbure plus rapide des grainsdu chanfrein vers le cœur (cf Figure 2.8 du paragraphe 2.2.1).

2.1.3 Soudure réalisée par procédé fil-flux

Cette maquette, référencée D496, est en fait un revêtement multicouches en acier 308L.Le diamètre du fil utilisé est de 3.2 mm. La vitesse de soudage est d'environ 500 mm/min etl'énergie de soudage de 1.9 kJ/mm.

5 Il s'agit de soudures entre deux composants de compositions voisines du métal d’apport. Lorsque la compositionde ce dernier est sensiblement différente de celle d’un des composants (exemple : acier austénitique sur acierferritique), la réalisation préalable sur le chanfrein d’un dépôt (appelé "beurrage") de composition intermédiaireest nécessaire. La soudure est alors appelée "liaison bimétallique". Ce type de soudure a été étudié dansdifférents articles [NOU 90] [AHM 98].


56

Le procédé de soudage sous flux avec une forte énergie entraîne une pénétration despasses plus importante que les soudures précédentes. Une structure très hétérogène, c'est-à-dire avec de nombreux changements de la direction de croissance des grains, est alors obtenue(cf Figure 2.3).

2.2 Observations métallographiques

2.2.1 Analyse macrographique

L’intérêt de cette analyse est de révéler avec un bon contraste la structure colonnaire del’austénite, phase largement majoritaire dans la zone soudée. D’après Lin [LIN 87], chaquezone révélée en macrographie par un contraste particulier, correspondrait à un ensemble degrains présentant une orientation commune.

Deux types d’attaques chimiques ont été testés : attaque au perchlorure de fer saturé, à10 % en volume d’acide chlorhydrique concentré à 36 % et attaque à l’eau régale (un volumed’eau, un volume d’acide nitrique à 65 % et deux volumes d’acide chlorhydrique à 36 %).

L'attaque au perchlorure de fer révèle à la fois les passes et les grains colonnaires. De plusle contraste est faible. L’attaque à l’eau régale révèle principalement les grains colonnairesavec un fort contraste. Nous avons donc retenu cette dernière pour la suite de l'étude.

2.2.1.1 Mise en évidence de l’influence du procédé de soudage

Pour mettre en évidence l’influence du procédé de soudage, ou plus précisément del’énergie de soudage mise en jeu, une comparaison est effectuée entre les structures desdifférentes soudures multipasses. Les macrographies sont réalisées dans les plans (TV)et (SV) comme indiqués sur la Figure 2.2.

V

S

T

Plan decoupe (SV)

Plan decoupe (TV)

Figure 2.2 : Définition des deux plans de coupe pour les observations macrographiques


57

Soudure D496 réalisée par procédé fil-flux :

Pour des géométries de joints soudés données, les structures de solidification sont à lafois dépendantes de la vitesse de soudage et de l’énergie de soudage apportée (cf chapitre 1).Dans le cas de la maquette D496, la forte énergie spécifique mise en jeu et la vitesse desoudage rapide (procédé de soudage fil-flux) ne vont pas favoriser la croissance colonnairedes grains (Figure 2.3). Cette maquette est caractérisée par des passes pénétrées et bombéesavec une structure en éventail. Le bas de passe se distingue par la présence de petits grainssans orientation préférentielle : on peut supposer que le gradient thermique est suffisammentélevé pour favoriser une croissance planaire. En haut du cordon, les grains sont de tailles plusimportantes et plus allongés à cause d'un gradient thermique plus faible et du phénomène decroissance sélective.

La soudure D496 peut alors être considérée comme un ensemble de passes de structurevoisine, même si certains grains colonnaires d'austénite se développent à travers deux ou troispasses.

Figure 2.3 : Macrographie de la soudure D496 dans le plan (TV)

Soudures académiques réalisées à l'électrode enrobée :

Dans le cas des soudures D703 et D704, le régime thermique (vitesse et énergie plusfaibles (Tableau 2.2)) favorise l’apparition de lignes de solidification marquées.

La soudure D703 sera caractérisée par des grains allongés se développant sur plusieurspasses avec une inclinaison des grains de 15 à 20° par rapport à l’axe V dans le plan (TV)(Figure 2.4). Cette orientation est principalement due au sens d'enchainement des passes (cfparagraphes 1.1.3.3 et 2.2.1.2). En ce qui concerne le bloc D704, l’ajout d’un balayage del’électrode perpendiculairement au sens de soudage résulte bien en une croissance colonnairedes grains plus développée et peu inclinée au centre (environ 5°) (Figure 2.5).

Les paramètres de soudage sont tels que les grains colonnaires sont faiblement inclinéspar rapport à la verticale dans le sens de soudage (inclinaison d'environ 3°) pour la soudure

1 cm

Passe de soudage


58

D703 (Figure 2.6). Cette inclinaison est plus significative pour la soudure D704 (Figure 2.7).

Figure 2.4 : Macrographies de la maquette soudée D703 dans le plan (TV)

Figure 2.5 : Macrographies de la maquette soudée D704 dans le plan (TV)

Figure 2.6 : Macrographie de la maquettesoudée D703 dans le plan (SV)

Figure 2.7 : Macrographie de la maquettesoudée D704 dans le plan (SV)

1 cm1 cm

1 cmV

V

T

S

1 cm

V

VT

S


59

Soudures industrielles du circuit primaire réalisées à l'électrode enrobée :

Sur la Figure 2.8 qui est une macrographie d'une soudure industrielle réalisée en positionà plat (référence D717D) dans le plan (TV), on observe bien des grains colonnaires deplusieurs millimètres de long qui peuvent croître par épitaxie sur plusieurs passes. Lagéométrie plus étroite que celle des soudures types entraîne une variation progressive del’orientation des grains du chanfrein vers le cœur de la soudure.

Une observation dans le plan (SV) (voir Figure 2.9) révèle des grains colonnairesverticaux sauf pour la première passe en TIG manuel où les grains sont très fortement inclinésdans le sens de soudage. Cette solidification en grains colonnaires verticaux dans le plan (SV)est due à une vitesse de soudage inférieure à la vitesse limite de solidification (cas b) de laFigure 1.7).

Conformément aux cas rencontrés pour certaines soudures sur site, un bloc prélevé dansla maquette D717C a subi un traitement thermique d’hypertrempe (maintien à une températurede 1075 °C) . Ce traitement ne semble pas influer sur la structure finale du joint soudé. Eneffet, la comparaison entre les macrographies d'un échantillon avant et après hypertrempe n'arévélé aucune différence entre les morphologies des grains d'austénite. Seul le taux de ferriteévolue (cf annexe D), mais cette phase reste minoritaire dans les soudures en acier 316L.D'après la littérature, aucun effet notable de la concentration en ferrite sur la propagation desultrasons n'a d'ailleurs été constaté dans ces soudures [WHI 81].

Figure 2.8 : Macrographie de la maquetteD717D (position à plat) dans le plan (TV)

Figure 2.9 : Macrographie de la maquetteD717D (position à plat) dans le plan (SV)

Les soudures réalisées en positions verticale et plafond (respectivement D717E et D717F)présentent par contre des structures différentes :

- soudure D717E (soudage en position verticale montante) : une observation dans le plan(TV) ne révèle pas de grains colonnaires (Figure 2.10). Par contre, sur la Figure 2.11, lesgrains colonnaires sont inclinés d’environ 20° par rapport à l’axe V dans la direction desoudage. Un axe V’ parallèle à la direction de croissance des grains est défini : une

V

S

V

T

1 cm


60

macrographie dans le plan (TV’) apporte alors des informations complémentaires au plan decoupe (SV) quant à l’observation de la structure colonnaire dans cette soudure (Figure 2.12).

Cette inclinaison des grains dans le sens de soudage s’expliquerait à la fois par uneinclinaison de l’électrode, donc du flux thermique, mais aussi par un bain de fusion et desisothermes de solidifications plus plats favorisant la croissance des grains parallèlement ausens de soudage (cas a) de la Figure 1.7).

- soudure D717F (soudage en position plafond) : l’analyse est encore plus complexe carles observations macrographiques dans les plans (SV) et (TV) n’apportent aucunrenseignement sur une éventuelle direction de croissance commune aux grains d’austénite(Figure 2.13 et Figure 2.14). Il est alors impossible d’obtenir des informations sur la structureà partir d’une attaque macrographique dans deux plans de coupe simples de cette soudure.

D'autre part, le sens de soudage a été inversé en cours de réalisation à mi-profondeurenviron.

Figure 2.10 : Macrographie de la maquetteD717E (position montante) dans le plan (TV)

Figure 2.11 : Macrographie de la maquetteD717E (position montante) dans le plan (SV)

Figure 2.12 : Macrographie de la maquette D717E (position montante) dans le plan (TV')

V

T

V’T

1 cm

1 cm1 cm

V'

V

S


61

Figure 2.13 : Macrographie de la maquetteD717F (position plafond) dans le plan (TV)

Figure 2.14 : Macrographie de la maquetteD717F (position plafond) dans le plan (SV)

2.2.1.2 Mise en évidence de l'influence du plan de soudage (enchaînement des passes)

En examinant plus finement la structure de la soudure D717D soudée à plat (Figure 2.15),la présence de zones caractérisées par un changement brusque d'une passe à l'autre de ladirection de croissance des grains est mise en évidence (zone B). Ce phénomène peuts'expliquer par un changement dans l'enchaînement des passes 12, 13 et 14.

En effet, en haut de soudure, les passes (zone A), enchaînées de la gauche vers la droite,présentent une croissance unidirectionnelle des grains avec une inclinaison par rapport à laverticale. La direction du flux thermique est ici maintenue d'une couche à l'autre.

Par contre au niveau de la zone B, l'inversion de l'enchaînement des passes au niveau despasses 12 et 14 provoque un changement dans la direction de croissance privilégiée entre lespasses 16 et 17 (le centre de la passe 16 adopte l'inclinaison de la passe 14 alors que larefusion par la passe suivante provoque une croissance dans une direction différente). Lacroissance est toujours régie par le phénomène d'épitaxie mais ce sont des branchessecondaires des dendrites qui sont désormais plus favorablement orientées par rapport au fluxthermique.

VT

VS1

1 cm 1 cm

S1

S2

S2


62

22

10

23 24 25

18 19 20 21

1516 17

1314 12

11

Figure 2.15 : Enchaînement des passes pour la maquette D717D

La répartition des passes influe sur l'inclinaison des grains par rapport à la verticale dansle plan d'incidence. Cette inclinaison, selon son orientation, influera beaucoup à la fois sur ladéviation du faisceau ultrasonore mais aussi sur l'atténuation des signaux.

En résumé, il est important de connaître non seulement le procédé de soudage utilisé maisaussi le descriptif du mode opératoire de soudage pour comprendre l'évolution de la structureau sein d'une zone soudée.

D'ailleurs les différentes maquettes en position à plat des soudures industrielles du circuitprimaire (D717A à D), réalisées par un même soudeur mais à des époques différentes, neprésentent pas des structures parfaitement identiques à cause d'enchaînements de passesdifférents.

2.2.2 Analyse micrographique

L'intérêt de cette analyse est de révéler la structure à l'échelle du grain. Malheureusement,l'ensemble des attaques testées (attaque à l'acide oxalyque à 10%, attaques colorantes...) n'apas permis de révéler les joints de grain d'austénite. En effet, c'est la ferrite résiduelle, présentedans ces aciers, qui est attaquée préférentiellement.

Un réseau de ferrite vermiculaire formé après solidification et transformation à l'étatsolide est bien mis en évidence, comme on pouvait le prévoir pour cette nuance d'acier et cemode de solidification (cf Figure 1.4). La teneur moyenne en ferrite ou FN (Ferrite Number)dans la zone soudée pour l'ensemble des soudures étudiées a d’ailleurs été évaluée(cf annexe D).

Sur la Figure 2.16, une micrographie de la maquette D717D dans le plan (TV) révèlecomme prévu une texture morphologique marquée de la ferrite. Une autre micrographie prise

Zone A : continuité de ladirection du flux thermique

Passe 19 Passe 20

Zone B : changement de directiondu flux thermique

0.5 cm


63

dans le plan (ST) (Figure 2.17) révèle le caractère aléatoire de l'orientation de la ferrite dans ceplan. Cette constatation semblerait indiquer une isotropie des propriétés d'élasticité dans leplan (ST).

Figure 2.16 : Micrographie dans le plan (TV) Figure 2.17 : Micrographie dans le plan (ST)

L'analyse micrographique n'a pas été poursuivie plus en avant puisque, d'une part, noussupposons que le comportement des ultrasons ne va être affecté que par la phase austénitiquequi est largement majoritaire et que d'autre part, nous souhaitons décrire la structure à uneéchelle macroscopique (cf paragraphe 2.5). De plus, l'étude ne peut se restreindre à uneanalyse de la ferrite résiduelle puisque les relations liant les textures de la ferrite et del'austénite ne sont pas clairement établies (cf annexe A).

2.2.3 Conclusion

Pour l'ensemble des soudures réalisées par un procédé mettant en jeu une faible énergiede soudage, le phénomène d'épitaxie entraîne bien l'apparition de grains colonnaires englobantplusieurs passes et orientés selon une direction de croissance privilégiée.

Nous confirmons d'autre part que chaque paramètre de soudage (énergie et position desoudage, géométrie de la soudure, séquence d'enchaînement des passes...) a une influence surla structure métallurgique finale d'une soudure.

Pour l'ensemble des soudures réalisées à l'électrode enrobée, mise à part la soudureindustrielle en position plafond, des observations macrographiques après attaque à l'eau régalepermettent de révéler la structure colonnaire des grains. La texture morphologique peut alorsêtre entièrement caractérisée à partir d'observations dans deux plans de coupecomplémentaires. Cette étude sera abordée dans le paragraphe 2.5.

100 µm 50 µm


64

2.3 Détermination des orientations cristallographiques : Analysepar diffraction des Rayons X et par EBSD (ElectronBackScattered Diffraction)

Le but de l'analyse par diffraction des Rayons X (RX) est de s'assurer que la texturemorphologique des plages colonnaires d'austénite observées en macrographie est reliée à leurtexture cristallographique. Il faut notamment vérifier que l'axe d'élongation des grains estparallèle à une direction cristallographique <100> comme indiqué dans la littérature [BAI 76][ALL 83] [BOU 00].

Nous chercherons d'autre part à déterminer comment sont orientés les axes et plans desymétrie et quelle symétrie polycristalline peut être associée aux textures mises en évidence.

Dans ce but, une campagne d'essais a été menée sur des échantillons (dimensions30*24*3 mm3) prélevés dans des zones avec une direction d'élongation commune à tous lesgrains.

La littérature fait état d'études qui montrent que la diffraction des neutrons (mesures entransmission dans des cubes d'environ 1 cm de côté) est mieux adaptée que les RX pour detels matériaux présentant des grains aussi grossiers [PLU 97]. En effet, le moyennage endiffraction des RX serait alors réalisé sur un trop faible nombre de grains et les mesuresseraient quasi-inexploitables, alors que l’analyse volumique par diffraction des neutronspermet une meilleure statistique sur la texture.

Dans notre étude, cependant, les mesures sont exploitables et permettent de conclurequant à l'orientation préférentielle des grains d'austénite. Ceci est sans doute dû à une largeurdes grains plus faibles que celle des grains étudiés précédemment, voire aussi à une meilleurehomogénéité de la structure.

2.3.1 Définition de la texture cristalline

Un matériau polycristallin présente une texture cristalline lorsque ses grains n'ont pas uneorientation cristallographique parfaitement aléatoire. Caractériser la texture d'un matériaurevient à déterminer la distribution de ses orientations cristallographiques.

La texture est complètement décrite par une fonction mathématique appelée Fonction deDistribution des Orientations Cristallines (FDOC). Cette fonction, f(g), est définie par[BUN 82] :

f gg

V g

V( ) *

( )=

1

∆∆ ( 2.1)

avec g : orientation cristallographique ;

V : volume total de l'échantillon ;

∆V(g) : volume de cristallites dont l'orientation est comprise entre g et ∆g.


65

ϕ1 : rotation autour de Z

φ : rotation autour de X'

ϕ2 : rotation autour de [001]

L'orientation g est définie par trois angles de rotation ϕ1, φ, ϕ2 appelés angles d'Euler quipermettent de passer du repère lié à l'échantillon (X,Y,Z) au repère lié aux cristallites([100],[010],[001]) (Figure 2.18). Dans l'espace dit d'Euler, ces angles sont les coordonnéescartésiennes de g qui est alors représenté par un point. La fonction f(g) est quant à ellecouramment représentée sous la forme de surfaces iso-densité.

φφφφ

ϕϕϕϕ1111

ϕϕϕϕ2222

ϕϕϕϕ2222

ϕϕϕϕ2222

ϕϕϕϕ1111

ϕϕϕϕ1111

φφφφ

φφφφ

[001]

[100]

[010]

Z

Y

X

Y'

Y''

X'

Figure 2.18 : Définition des angles d'Euler ϕ1, φ et ϕ2 (définition dite de Bunge)

Les FDOC sont calculées à partir de données expérimentales, les figures de pôles,obtenues par diffractométrie. Le principe de la mesure est indiqué en Annexe E. La méthodede calcul employée est dite de décomposition en fonctions harmoniques sphériques.

Remarque : Une autre définition, dite de Roe, existe pour les angles d’Euler représentésalors par les symboles ψ, θ et φ. Les première et troisième rotations restent inchangées parrapport à la première définition, par contre la seconde rotation se fait autour de Y’ et nonautour de X’.

2.3.2 Résultats

L'analyse a porté sur l'ensemble des soudures, mise à part la maquette D496 pour laquelleles observations métallographiques révèlent une structure avec de nombreux changements dela direction de croissance des grains.

Les mesures ont été effectuées sur le diffractomètre Siemens D500 du département Etudedes Matériaux de la Division Recherche et Développement d’EDF.

Les échantillons sont prélevés parallèlement au plan (ST), en coeur de soudure dans unezone où les grains sont supposés présenter un axe d'élongation commun. En complément, unéchantillon a été prélevé parallèlement à un des chanfreins de la soudure D717D (réf. D717Dchanfrein : cf Figure 2.19). La texture cristallographique globale est alors mise en évidencepour une surface d'environ 20*20 mm2. Il est à noter que les axes X et Y de la Figure 2.18correspondent respectivement au sens de soudage S et au sens travers T pour les échantillonsprélevés à coeur.


66

Figure 2.19 : Macrographie de la soudure D717D dans le plan (TV) et schéma de prélèvementdes échantillons pour l'analyse en diffraction des RX et en EBSD

2.3.2.1 Analyse des textures

Les figures de pôles associées aux plans {200}, {111} et {220} pour l’échantillon prélevéà cœur du bloc D717D et la figure de pôles associée au plan {200} pour l’échantillon prélevédans le chanfrein du même bloc sont respectivement données Figure 2.20 à Figure 2.23.

Les figures de pôles {200} pour les échantillons prélevés dans les autres soudures del’étude sont présentées en Annexe F.

Directions desgrainscolonnairesdans leséchantillons

D717D coeur

D717Dchanfrein

0,5 cm

T

Zoneanalysée enEBSD

V

S


67

Figure 2.20 : D717D coeur - Figure de pôles{200} - Axe [001] incliné de 10° dans le senstravers

Figure 2.21 : D717D coeur - Figure de pôles{111}

Figure 2.22 : D717D coeur - Figure de pôles{220}

Figure 2.23 : D717D chanfrein - Figure depôles {200} - Axe [001] incliné de 40° dansle sens travers

Un exemple de représentation de la FDOC, calculée à partir des figures de pôles, estdonnée Figure 2.24 sous forme de coupes selon l'angle ϕ1 de 0 à 90° par pas constant de 15°(le pas de discrétisation des autres coupes est de 6° pour φ et 6° pour ϕ2). Nous associons à lavaleur maximale de la FDOC (notée Fmax) les valeurs des angles d'Euler notées ϕ1Max, φMax etϕ2Max. Nous relevons dans le Tableau 2.4 les valeurs de ces quatre paramètres pour l'ensembledes soudures étudiées. Nous indiquons par ailleurs une deuxième valeur de la FDOC, notéeFMin, obtenue en gardant ϕ1 égal à ϕ1Max et φ égal à φMax mais en faisant varier cette fois-ci lavaleur de ϕ2.

Il est à noter que la précision sur les valeurs des angles est liée au pas de discrétisation.

Niveaux :

158

1240

X

Y

Niveaux :

158

1216

X

Y

Niveaux :

158

X

Y

Niveaux :

158

X

Y


68

Figure 2.24 : Echantillon D717D coeur - Coupes de la FDOC selon ϕ1 - pas de 15°Valeur maximale pour ϕ1 = 0°, φ = 12°, ϕ2 = 84°

Tableau 2.4 : Valeurs maximales des FDOC et angles d'Euler associés

Soudures académiques ϕϕϕϕ1Max φφφφMax ϕϕϕϕ2Max FMax FMin

D703 0 24 6 65 13D704 285 6 108 79 45

Soudures industrielles ϕϕϕϕ1Max φφφφMax ϕϕϕϕ2Max FMax FMin

D717D coeur 0 12 84 61 30D717D chanfrein 0 48 84 31 11D717F 30 48 0 35 14

Niveaux d’amplitude de la FDOC :

φφφφ

ϕϕϕϕ2222

90

90

248

122040


69

A première vue, l'ensemble des soudures présente des textures de fibres qui sontcaractérisées par un axe cristallographique <100> commun à l'ensemble des grains d'austénite(axe de fibre), les autres axes cristallographiques étant répartis aléatoirement autour de l'axede fibre sur la figure de pôles {200}. Ce phénomène se traduit par une forte densité dans unedirection et par un anneau d'isodensité dans des directions perpendiculaires à cette dernière.

En réalité, la différence entre les valeurs de Fmax et Fmin montre que les orientations ayanten commun l’axe de fibre n'ont pas la même probabilité d'être présentes dans le matériaupolycristallin. Deux renforcements selon deux directions perpendiculaires à l'axe de fibre sontainsi visibles sur la représentation de la FDOC (Figure 2.24). Nous sommes alors en présenced'une pseudo-fibre. Cette observation est en conformité avec une étude antérieure sur latexture de soudures austénitiques analysée en diffraction des neutrons [BOU 00].

Une rotation définie par ϕ1Max, φMax et ϕ2Max permet de faire coïncider le repère du tracédes figures de pôles avec l'axe de fibre et les deux renforcements. Les figures de pôlesdeviennent alors centro-symétriques avec trois plans de symétrie. Le matériau est alorscaractérisé par une symétrie orthotrope dont le tenseur d'élasticité est défini par neufconstantes d'élasticité indépendantes (cf paragraphe 1.2.3). Des études ultrasonores sur dessoudures austénitiques avaient déjà mis en évidence une telle symétrie [ADL 80] [DEL 86].

Remarque : si les soudures présentaient une texture de fibres parfaite, elles seraient alorscaractérisées par une symétrie macroscopique isotrope transverse. Cette hypothèsesimplificatrice a été adoptée dans certaines études antérieures [ALL 83] [LED 85] [OGI 92].

D'autre part, nous tirons des valeurs du Tableau 2.4 les conclusions suivantes :

- la soudure D704 présente la texture la plus marquée (valeur de FMax maximale), ce quis’explique par les conditions de soudage choisies pour favoriser l'homogénéité de la structureavec une direction de croissance commune à tous les grains;

- les soudures industrielles du circuit primaire présentent des valeurs de FMax plus faibles,notamment l'échantillon prélevé parallèlement au chanfrein car l'orientation n'est pasforcément homogène sur toute la hauteur de la soudure. D’autre part pour ce dernier, on auraitpu s'attendre à un axe de fibres parallèle à l'axe de Z puisque les grains croissentthéoriquement perpendiculairement au chanfrein. La valeur de φ trouvée égale à 48° et non à0° montre en fait que l'orientation des grains évolue très vite au sein de cette zone.

- pour les soudures D717D et D703, aux précisions du calcul près, les valeurs des anglesd'Euler (ϕ1 = 0, φ non nul et ϕ2 proches de 0 ou 90°) indiquent que le passage du repère del'échantillon au repère principal du matériau ( 1

rx , 2

rx , 3

rx ) se fait par une simple rotation autour

de l'axe X (confondu avec l'axe de soudage S). Le plan (YZ) (équivalent au plan (TV)) seraitdonc en première approximation plan de symétrie du matériau ;

- la soudure D704 possède un axe principal de symétrie quasiment parallèle à l'axevertical V. Par contre le plan (TV) n'est plus un plan de symétrie du matériau.

Toutefois, cette soudure présentant la texture de fibre la plus marquée, on peut supposerque cette rotation autour de l'axe V aura peu d'influence sur la propagation des ultrasons. Cettedernière sera surtout perturbée par une légère désorientation de l'axe de fibre par rapport àl'axe V ;


70

- dans le cas de la soudure D717F, ϕ1 et φ sont tous les deux quelconques. Contrairementaux autres soudures, aucun des plans (ST), (SV) et (TV) ne sera plan principal du milieu ;

- pour l'ensemble des soudures, à l'exception de la maquette D704, ϕ2 est proche soit de0° ou soit de 90°. L'orientation des grains par rapport au repère lié aux échantillons peut doncêtre entièrement décrite à partir de deux rotations d'angles ϕ1 et φ.

L'analyse de l'échantillon prélevé dans la soudure D717E révèle un axe de fibre selon unedirection cristallographique <100> incliné d'environ 20° dans le sens de soudage (cf FigureF.1 en annexe F). Ceci est conforme avec une analyse similaire réalisée par Baikie [BAI 76].Par ailleurs, la FDOC révèle la présence de quatre renforcements au lieu de deux commeprécédemment. Cette observation est a priori liée à une erreur dans le plan de prélèvement del'échantillon qui conduirait à une inhomogénéité de la structure.

Le plan (TV) est généralement le plan d'incidence lors d'un contrôle ultrasonore. Le faitque pour certaines soudures (D704, D717E et D717F), il ne soit plus un plan de symétrie apour conséquence que les calculs de propagation ultrasonore doivent, en toute rigueur, êtretraités par un modèle 3D et non par un modèle 2D. A cause notamment de l'inclinaison del'axe de fibre dans le sens de soudage, le faisceau ultrasonore risque d'être dévié hors du pland'incidence (cf paragraphe 1.2 sur la théorie de la propagation des ultrasons dans les milieuxanisotropes).

2.3.2.2 Analogie avec les observations métallographiques

Il reste à vérifier que l'axe d'élongation des grains colonnaires d'austénite, visibles sur desobservations métallographiques dans des plans de coupe adéquats, est bien confondue avecl'axe de fibre <100> .

En fait, les observations métallographiques révèlent des coupes des grains colonnairesdans des plans spécifiques. En assimilant les grains colonnaires à des ellipses, il est démontréque le grand axe de la projection d’une ellipse dans un plan quelconque est aussi la projectiondu grand axe de l’ellipse (ou axe d’élongation des grains).

Dans le Tableau 2.5, les inclinaisons des grains colonnaires mesurées par analysed'images sur observations métallographiques (cf paragraphe 5) sont indiquées pour l'ensembledes soudures. Dans les plans de coupe (TV) et (SV), ces inclinaisons sont définies par rapportà l'axe Z respectivement par les angles β et ω (voir Figure 2.25).


71

S

Vβ Grand axe de la

coupe d’un graincolonnaire dans leplan (SV)

T

Vω Grand axe de la

coupe d’un graincolonnaire dansle plan (TV)

Figure 2.25 : Définition des angles β et ω

Nous indiquons aussi, en fonction des mêmes angles, la direction de l'axecristallographique <100> donnant la valeur de densité de pôles la plus élevée sur les figures depôles recalculées.

Tableau 2.5 : Orientations des grains colonnaires mesurées par analyse d'images et pardiffraction des RX

Diffraction RX Analyse d'imagesSoudures ω β ω βD703 -22 3 -15 3D704 3 -9,5 4 -6D717D (coeur) -10 -2 -10 0D717D (chanfrein) -42,5 2 -45 à -55 0D717E -7,5 24,5 -2,5 18D717F -30 39 / /

Les valeurs obtenues montrent bien qu'il y a pour l'ensemble des soudures une bonnecorrélation entre la texture morphologique des grains et un des axes cristallographiques<100>. En effet, les écarts entre les angles déterminés par les deux méthodes sont faibles(écart d'angle de 7° maximum).

L'analyse de la soudure D717F (soudure industrielle en position plafond) est toutefoisplus complexe. En effet, l'analyse cristallographique révèle une texture qui n'était pas visiblesur les macrographies. Seules des analyses cristallographiques complémentaires sur d’autreséchantillons pourront apporter des renseignements sur l'évolution de la texture au sein de lasoudure (cf paragraphe 2.3.4).


72

2.3.3 Analyse par EBSD sur la soudure industrielle réalisée à plat (D717D)

2.3.3.1 Principe

Le principe [ENG 92] est d'analyser dans un MEB la surface d'un échantillon en indexant,point par point, les lignes de diffraction des électrons rétrodiffusés ou diagrammes de Kikuchi.Cette technique permet alors de remonter très localement aux orientations cristallographiquesau sein du matériau.

Pour obtenir ces figures de diffraction, la surface de l'échantillon est bombardée par unfaisceau d'électrons, incliné d'un angle de 70° (pour des conditions de rendement desélectrons). A chaque instant, les électrons sont alors diffusés dans toutes les directions au seindu matériau avec une certaine énergie. Pour chaque famille de plan d'un système cristallin, il yaura des électrons qui satisferont la loi de Bragg et qui seront donc réfléchis avec une forteénergie. Ces faisceaux d'électrons rétrodiffusés relatifs à un plan de diffraction appartiennent àdeux cônes dont les axes sont perpendiculaires au plan et séparés par un angle correspondant àdeux fois l'angle de Bragg θ.

Les clichés de diffraction sont alors obtenus en intercalant un écran de phosphore (Figure2.26). L'angle solide de chaque cône étant très grand, les cônes peuvent être approximés pardes plans dont les intersections avec l'écran donnent deux lignes définissant une bande. Lesintersections entre ces bandes sont appelées axes de zones. Ces derniers correspondent auxdirections cristallographiques particulières du système cristallin. Il suffit alors d'indexer lesplans et les directions et de déterminer les distances entre les zones et le centre du cliché pourconnaître exactement l'orientation cristallographique du cristal au point étudié (Figure 2.27).La précision de la mesure est de l'ordre de 1°.

Figure 2.26 : Diffraction des électronset formation des clichés

Figure 2.27 : Exemple d’indexation de clichésde diffraction

Le principal intérêt du système EBSD est de pouvoir travailler en mode automatique. LeMEB est ainsi doté d'une platine pilotée à partir d'une station et permettant de déplacerl'échantillon, à position de faisceau constante. L'acquisition de l'image, l'indexation dudiagramme et la détermination de l'orientation cristalline sont aussi réalisés de manièreautomatique. Le balayage effectué permet d'obtenir des fichiers d'orientations correspondantaux points d'un réseau hexagonal.

Cliché de diffraction

Electrons diffractés

Ecran

Faisceau d'électrons

Echantillon

(111)(200) (110)

(020)[001]

[013]

[114]

[103][101]

[112]


73

2.3.3.2 Résultats

Les analyses ont été effectuées au Laboratoire de Métallurgie Structurale de l'Universitéde Paris-Sud.

Nous présentons les résultats pour une zone carrée de 4 mm de côté comprise dans le plan(TV) de la soudure D717D (Figure 2.19). Le pas d'exploration est alors de 20 µm. Cette zonea été choisie de sorte que la majorité des grains ait l’axe d’élongation orienté selon la mêmedirection.

Deux types de visualisation des résultats sont données. Le premier correspond à la figurede pôles {200} dans la zone analysée (Figure 2.28 - a)). Pour le second type de visualisation(Figure 2.28 - b)), une orientation cristallographique étant déterminée par deux directionscristallographiques, les directions respectivement parallèles à l'axe S et l'axe V du repère sontidentifiées. Un code de couleur est attribué à chacune des directions (indiqué sur le triangle dela Figure 2.28 - b)). Cette représentation permet de mettre en évidence les grains d’austénite,définis par un ensemble de points de mesure possédant la même orientationcristallographique. La largeur des grains vaut en moyenne 150 µm et peut atteindre 500 µm.Leur longueur peut quant à elle atteindre plusieurs millimètres.

a) b)

Figure 2.28 : Résultats de l'analyse EBSD sur l'échantillon prélevé dans la soudure D717D - a)Figure de pôles {200} - b) Représentation par un code de couleurs en chaque point de mesure dela direction cristallographique parallèle à l'axe S (à gauche) et parallèle à l’axe V (à droite)

Comme prévu, les résultats sont équivalents à ceux obtenus par diffraction des RX. Unetexture caractéristique d'une pseudo-fibre est observée avec un axe <100> de forte densité depôles parallèle à l’axe d’élongation des grains et des renforcements dans le planperpendiculaire à cet axe. Les valeurs des angles d’Euler pour le maximum de la FDOC,conformément aux conventions de la Figure 2.18, sont les suivantes :ϕ1 = 12°, φ = 24°, ϕ2€=€88°. Le décalage constaté avec les valeurs obtenues par l'analyse endiffraction (Tableau 2.4) s'explique de différentes manières : les analyses sont effectuées dansdes plans perpendiculaires donc dans des zones différentes ; les préparations des échantillons,notamment l'opération de polissage mécanique, peut induire une inclinaison du pland'observation ; des erreurs de quelques degrés sont à prendre compte lors des positionnements

VS

T=Y

S=X


74

des échantillons ; enfin une dernière incertitude est liée au pas de discrétisation des anglesd'Euler lors de la détermination de la FDOC.

Aucune relation particulière n'est mise en évidence en ce qui concerne la désorientationentre deux grains adjacents.

Bouche [BOU 00] propose aussi une comparaison entre une analyse par diffraction desneutrons et par EBSD sur une soudure en acier 316L réalisé à plat à l’électrode enrobée (lestailles de grains sont du même ordre que celles de notre étude). Il trouve par les deuxméthodes les inclinaisons des grains colonnaires suivantes : 20° par rapport à la verticale dansle sens travers et 10° par rapport à la verticale dans le sens de soudage. Cette inclinaison dansle sens de soudage, plus élevée que celles des soudures en position à plat de notre étude, estun peu surprenante même si la vitesse de soudage est relativement lente (25 cm/min).

2.3.4 Analyses complémentaires sur la soudure industrielle réalisée enposition plafond (D717F)

2.3.4.1 Analyse en diffraction des RX pour différentes profondeurs

Afin de comprendre comment la texture évolue au sein de cette soudure, trois nouveauxéchantillons sont prélevés à des profondeurs plus importantes que celle de l’échantillonanalysé dans le paragraphe 3.2. Le plan de prélèvement est indiqué sur la Figure 2.29 (lesdistances indiquées sont en mm). Les mesures sont toujours effectuées sur la face supérieuredans le plan (ST). Il est à noter que l'échantillon n°4 a été prélevé dans la zone correspondantau sens de soudage S1 (défini Figure 2.14) alors que les trois autres ont été prélevés dans lazone correspondant au sens de soudage S2.

V

T

6

6

6

6

40

1

2

3

4

Zones analysées enEBSD (10*10 au total)

}EchantillonsRX

Figure 2.29 : plan de prélèvement des éprouvettes pour l’analyse en diffraction des RX et pourl’analyse EBSD dans la soudure D717F


75

Sur la Figure 2.30, les croix représentent, pour chaque échantillon, l’orientation de l’axede fibre <100> après une projection stéréographique sur le plan (ST) (figure de pôles {200}).Nous constatons alors que les trois premiers échantillons présentent des textures très proches,pour lesquelles les angles d'Euler ϕ1, φ et ϕ2€valent respectivement 30, 48 et 0° pour lemaximum de la FDOC (cf Tableau 2.4).

Par contre, l'orientation des grains pour le quatrième échantillon est radicalementdifférente du fait du changement de sens de soudage. La texture révélée est sensiblement lamême que celle observée sur l'échantillon de la soudure réalisée en position verticalemontante (réf. D717E) avec une inclinaison d'environ 20° dans le sens de soudage. En fait, enadoptant une représentation avec un unique sens de soudage commun aux deux zones, lesdeux textures mises en évidence se distinguent par une nette désorientation dans le senstravers pour la zone supérieure. Cette désorientation pourrait alors s‘expliquer par uneinclinaison importante de l’électrode pour les couches supérieures.

T2

S2

S1

T1

Figure 2.30 : Orientations de l’axe de fibre <100> pour les quatre échantillons prélevés dansle bloc D717F

2.3.4.2 Analyse par EBSD

L’analyse en diffraction des RX nous permet d’appréhender les grandes tendances del’orientation cristallographique des grains dans la zone centrale de la soudure. Des analyses enEBSD sur un échantillon de taille 10*10 mm2 sont effectuées pour obtenir des informationsplus locales dans un plan perpendiculaire aux faces analysées en diffraction des RX (analysesur la face parallèle au plan (TV)). En fait, l’échantillon est divisé en trois zones de mesures :deux zones dans la partie supérieure de taille 5*5 mm2 avec un point de mesure tous les 25microns et une zone de 5*10 mm2 englobant la partie inférieure de l’échantillon avec un pointde mesure tous les 50 microns. Ces trois zones de mesures sont indiquées sur la Figure 2.29.

Echantillon 1Echantillon 2Echantillon 3Echantillon 4


76

Le tracé de la figure de pôles {200} pour la zone inférieure révèle la présence de deuxtextures de fibres distinctes (Figure 2.31). La première (couleur bleue) est équivalente auxtextures des échantillons 1,2 et 3 de l’analyse aux RX puisque l'axe de fibres correspond auxvaleurs suivantes des angles d'Euler : ϕ1 = 35° et φ = 55°. Comme les échantillons 2 et 3étudiés en diffraction des RX sont communs à la zone analysée en EBSD, il est logique deretrouver des similitudes au niveau des orientations cristallographiques. La seconde texture(couleur rouge) est proche de celle mise en évidence pour l'échantillon 4 de l’analyse aux RX.

Les trois zones analysées sont alors accolées et les points de mesure possédant un axe<100> commun à l’un des axes de fibres des deux textures, à 15° près, sont visualisés encouleur. Des domaines distincts apparaissent alors sur la globalité de l’échantillon (Figure2.32). Il est de plus intéressant de tracer les contours des passes (en traits blancs sur la Figure2.32). Nous constatons ainsi que l’orientation des grains évolue bien au sein de la passecentrale selon l’orientation des grains dans les passes précédentes.

L’intérêt de l’analyse EBSD pour cette soudure est donc de faire apparaître deshétérogénéités locales là où l’analyse en diffraction des RX n’apporte qu’une informationstatistique globale.

Figure 2.31 : Figures de pôles {111},{200} et {220} pour la zone inférieure del’analyse EBSD

Figure 2.32 : Visualisation en couleur despoints de mesure possédant un axe <100>commun à l’un des axes de fibres des deuxtextures

T=Y

S=X


77

2.3.5 Conclusions

La présence d'une forte texture selon un axe cristallographique <100> parallèle à l'axed'élongation des grains a tout d’abord été confirmée pour toutes les soudures. Ces dernièressont alors caractérisées par une symétrie orthotrope, dont les axes principaux ne coïncidentpas nécessairement avec le repère de l'échantillon. La détermination des angles d'Euler pourlesquels la FDOC prend une valeur maximale permet de remonter à l'orientation du repère desymétrie. Cette dernière variant d'un échantillon à l'autre, on peut s'attendre à des phénomènesde propagation ultrasonore différents selon la structure étudiée.

D'autre part, pour les soudures présentant une faible inclinaison des grains dans le sens desoudage (soudures D703, D704 et D717D) ou dans le sens travers (soudure D717E), lesobservations macrographiques permettent de remonter à l'orientation de l'axe de fibre. Uneétude par un logiciel d’analyse d’images sur seulement deux échantillons doit donc permettrede mettre en évidence des zones homogènes au sein de la soudure et de déterminer uneorientation moyenne des grains dans chaque zone. Ce sera l’objet du paragraphe 2.5.

Pour les soudures présentant à la fois une inclinaison de l'axe de fibre dans les senstravers et de soudage (soudure D717F), à moins de trouver deux plans de coupe faisantapparaître l'aspect colonnaire des grains, une analyse de texture cristallographique s'avèreobligatoire. Une analyse en EBSD sur une dizaine de zones englobant toute la soudurepourrait être envisagée.

2.4 Détermination des propriétés d’élasticité par méthodesultrasonores

Dans les paragraphes précédents, nous avons déterminé les textures cristallographiquesd'échantillons prélevés dans des zones où les axes d'élongation des grains étaient orientésselon la même direction. Dans le but de fournir les données nécessaires à la modélisation, ilreste à déterminer les tenseurs des constantes d'élasticité d'échantillons prélevés dans lesmêmes zones.

Ce paragraphe porte sur une méthode de mesure de vitesses de phase ultrasonores entransmission à incidence variable, qui va permettre d'identifier les tenseurs d'élasticité desmilieux étudiés. On se placera dans l'hypothèse d'une symétrie orthotrope qui est justifiée parles résultats des analyses diffractométriques du paragraphe 2.3.

Comme nous l’avons vu dans le paragraphe 1.2, la propagation d'une onde élastique dansun matériau est dépendante des propriétés du milieu. Ainsi, dans un milieu anisotrope, lavitesse d'une onde ultrasonore est étroitement liée au tenseur d'élasticité du matériau et varienotamment avec la direction de propagation. La connaissance du tenseur d'élasticité est doncindispensable pour calculer les surfaces de vitesses et les directions de propagation des ondeset de leurs flux énergétiques, ceci dans le but de déterminer les conditions optimales decontrôle d'un matériau anisotrope .


78

A l’inverse, théoriquement à partir de plusieurs mesures de vitesses dans différentesdirections, il est possible remonter aux propriétés d'élasticité du milieu : valeurs desconstantes d'élasticité (dont le nombre dépend de la symétrie du milieu) et orientation durepère principal lié à cette symétrie.

Préalablement à la détermination de ces constantes d'élasticité, une étude bibliographiquesur les valeurs disponibles dans la littérature est effectuée.

2.4.1 Valeurs de constantes d'élasticité et de vitesses de phase données dansla littérature

L'objet de ce paragraphe est de comparer les différentes valeurs de constantes d'élasticitéet de vitesses de phase données dans la littérature pour les soudures en aciers inoxydablesausténitiques.

Une des premières études sur le sujet [KAP 81] a déjà présenté une comparaison entre desvaleurs de vitesses de phase longitudinales mesurées dans deux soudures en acier de type 316,l'une en V et l'autre en U. La méthode de mesures consistait à prélever de fines plaquettes avecdifférentes orientations de grains et de les mettre en résonance en les excitant par desvibrations longitudinales. Une relation lie alors la vitesse de phase à la fréquence derésonance. Le nombre de plaques peut être réduit si elles sont usinées selon des directionsd'anisotropie spécifiques.

Ces deux séries de valeurs ont alors été comparées à d'autres résultats [BAI 76] obtenuspar mesures en transmission sur un cylindre pouvant tourner autour de son axe et prélevé dansune soudure en V de même nuance.

Les résultats (Figure 2.33) montrent des écarts sensibles entre les vitesses obtenues dansles deux types d'études. L'auteur a attribué ces écarts aux différences entre les géométries, lestechniques de mesures et les compositions d'acier utilisées.

Figure 2.33 : Vitesses de phase des ondes QL dans le plan principal (rx2 ,

rx3 ) en fonction de

l'angle entre la direction de propagation et l'axe des grains pour deux soudures en V et unesoudure en U (d’après [KAP 81])


79

Par ailleurs différentes valeurs de constantes d'élasticité pour les soudures austénitiquessont trouvées dans la littérature. A partir de ces valeurs, les vitesses de phase et la déviation dufaisceau en fonction de la direction de propagation peuvent être recalculées.

Quatre jeux de constantes d'élasticité sont étudiés. Les tenseurs T1, T2 et T3 sont tirésd'analyses en diffractométrie (voir annexe G). Le tenseur T4 a été déterminé par mesure devitesses ultrasonores en transmission au contact sur une dizaine de plaquettes ayant chacuneune orientation des grains particulière [DEL 86]. Ces plaquettes ont été prélevées dans unrevêtement en acier austénitique de type 304L (nuance très proche de l'acier 316L).

Les valeurs de constantes sont indiquées dans le Tableau 2.6.

Tableau 2.6 : valeurs de constantes d'élasticité (en GPa) représentatives de soudures en acierde type 316L et 304L

C11 C22 C33 C23 C13 C12 C44 C55 C66 ρ ρ ρ ρ (kg/m3)

T1 233 233 194 139 139 100 106 106 66 7900

T2 242 246 208 130 134 96 97 100 62 7900

T3 262.5 262.5 236.5 102.5 102.5 77 118.5 118.5 93 8000

T4 250 250 250 180 138 112 91.5 117 70 7840

Les vitesses de phase des ondes quasi-longitudinales (QL) et quasi-transversales àpolarisation verticale (QTv) dans le plan (23) en fonction de l'angle entre la direction depropagation et l'axe des grains sont indiquées sur la Figure 2.34. Même si les allures descourbes sont identiques, des variations sensibles des valeurs sont constatées. Ainsi pour lesondes QL, la vitesse à 0° varie de 4950 m/s (tenseur T1) à 5650 m/s (tenseur T4). Pour lesondes QTv, qui sont les plus sensibles à l’anisotropie du matériau, un écart de 900 m/sapparaît entre les vitesses à 45 ° obtenues respectivement avec les tenseurs T1 et T3.


80

4900

5100

5300

5500

5700

5900

6100

6300

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Angle θθθθ

Vit

esse

(m

/s)

T1

T2

T3

T4

a)

2000

2200

2400

2600

2800

3000

3200

3400

3600

3800

4000

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Angle θθθθ

Vit

esse

(m

/s)

T1

T2

T3

T4

b)

Figure 2.34 : Vitesses de phase dans le plan (rx2 ,

rx3 ) en fonction de l'angle entre la direction de

propagation et l'axe des grains (angle θ) pour quatre jeux de constantes d'élasticité tirés de lalittérature − a) ondes QL - b) ondes QTV

L'angle de déviation entre la vitesse de groupe et la vitesse de phase (angle ∆ défini sur laFigure 1.12 du paragraphe 1.2.4) en fonction de l'angle θ est indiqué sur la Figure 2.35 pourles ondes QL et QTV. Des écarts sensibles entre les valeurs de ∆ selon le tenseur choisi sont ànouveau constatés. En ce qui concerne les ondes QL, la valeur maximale de ∆ (pour θ environégal à 15°) varie de 11.5° (tenseur T3) à 20.2° (tenseur T1). Les différences sont encore plusnettes pour les ondes QTV puisque pour θ égal à 60°, ∆ vaut 22.4° avec le tenseur T3 et 44.5°avec le tenseur T1.


81

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

25

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Angle θ θ θ θ

An

gle

de

dév

iati

on

∆ ∆∆∆

T1

T2

T3

T4

a)

-50

-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

40

50

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Angle θθθθ

An

gle

de

dév

iati

on

∆

∆ ∆

∆

T1

T2

T3

T4

b)

Figure 2.35 : Angle de déviation (angle ∆) entre les vitesses d'énergie et de phase dans le plan(rx2 ,

rx3 ) en fonction de l'angle entre la direction de propagation et l'axe des grains (angle θ)

pour quatre jeux de constantes d'élasticité tirés de la littérature - a) ondes QL - b) ondes QTV

Nous avons donc constaté l'influence des valeurs du tenseur des constantes d'élasticité surla propagation des ultrasons dans les soudures. Une erreur sur ce tenseur induit des erreurs surles valeurs de vitesse de phase des ondes réfractées et par conséquent à la fois sur les anglesde réfraction réels et sur les angles de déviation du faisceau d’énergie.

La diversité des valeurs obtenues pour des géométries ou des nuances légèrementdifférentes mais aussi pour des techniques de caractérisation différentes, nous incite donc àdéterminer expérimentalement les tenseurs d'élasticité propres à chacune des soudures denotre étude. Ceci d'autant plus que nos maquettes présentent un éventail de structures assezlarge.

Nous nous sommes orientés vers une méthode de mesures de vitesses en transmission àincidence variable. Le principal intérêt de cette méthode est de n'utiliser qu'un seul échantillonpour l'ensemble des mesures. Ceci contribue d'une part à améliorer la précision des résultats etd'autre part de s'affranchir du prélèvement de plusieurs plaquettes dans différents plans. Ilaurait été en effet difficile d'extraire des soudures industrielles du circuit primaire plusieurséchantillons avec une direction de croissance commune aux grains colonnaires.

Cette méthode, présentée dans le paragraphe 2.4.2, a été validée pour d'autres matériauxanisotropes [DUB 96] [DUC 00].

2.4.2 Mesures de vitesses en transmission à incidence variable

L'objet de ces mesures est d'identifier les constantes d'élasticité du matériau étudié.L'appareillage utilisé est un banc de mesure de vitesses ultrasonores en incidence variable misau point au GEMPPM de l'INSA de Lyon dans le cadre de la thèse de Dubuget [DUB 96].


82

2.4.2.1 Principe

Le principe de la méthode est de placer l'éprouvette sous forme de lame à faces parallèles(dimensions environ 40*40*6 mm) dans de l'eau entre un émetteur ultrasonore E et unrécepteur R dont les axes des faisceaux ultrasonores coïncident (Figure 2.36 a)).

Il est aussi possible de faire varier facilement l'angle d'incidence de l'onde plane parrapport à la normale à la face de l'échantillon. De plus, par conversion de modes à l'interfaceet pour un plan non principal, l’onde quasi-longitudinale et les deux ondes quasi-transversalesde volume peuvent être générées au sein du matériau.

D'un point de vue pratique, l'éprouvette est maintenue fixe pendant la mesure. L'angled'incidence est réglé à partir de deux rotations, l'une du bac à ultrasons (dans lequell'éprouvette est immergée) autour de l'axe vertical L indiqué Figure 2.36 b), l'autre de l'étrierporte-traducteur supportant à la fois l'émetteur et le récepteur, autour d'un axe horizontalsuivant la rotation du bac. Lorsqu'aucune rotation n'est imposée, les axes de faisceaux desdeux traducteurs coïncident avec la normale N à l'éprouvette. H correspond à l'axe horizontal.

L

L

i

e

R

E

r

L

T

a)

Eprouvette

N

H

L

β

α

Direction depropagation

Plan dePropagation Pβ

b)

Figure 2.36 : Mesures de vitesse en incidence oblique (d'après [DUB 96]) - a) Principe de lamesure en simple transmission (ondes L et T) - b) Repérage du plan Pβ et de la direction depropagation dans le repère géométrique.

La vitesse de propagation V (vitesse de phase) de l'onde ultrasonore dans le matériau estalors :

Ve V

e V e V ieau

eau eau

=+ +

.

. . . . .cos212 2

12τ τ( 2.2)

en fonction des quatre paramètres suivants qui nécessitent quatre mesures élémentaires :


83

- Veau : vitesse de propagation des ultrasons dans l'eau ;

- e : épaisseur de l'éprouvette ;

- i : angle d'incidence du faisceau ultrasonore ;

- τ1 : différence de temps de vol de l'impulsion ultrasonore avec et sans éprouvette.

Les différentes valeurs de τ1 mesurées pour différents angles de propagation et différentstypes d’ondes permettent de calculer les valeurs de V. La précision sur V est d'environ 0,2 %.

Pour la suite du texte, nous introduisons la notion de plans de propagation. Ces plans onten commun la normale N à l'éprouvette et sont repérés par l'angle β que fait la trace du planavec l'axe H (plan Pβ : cf Figure 2.36 b)).

Si H, N et L coïncident avec les axes principaux d'un milieu orthotrope, il est montréd'après les équations (1.9) et (1.10), qu'il est possible de remonter aux constantes d'élasticité àpartir des vitesses longitudinales et transverses mesurées dans un minimum de trois plans : lesvitesses dans un plan de symétrie (P0 par exemple) permettent de déterminer quatre desconstantes, des mesures dans un second plan de symétrie (P90) permettent de remonter à troisautres constantes et des mesures dans un plan intermédiaire Pβ de remonter aux deux dernièresconstantes.

La méthode, dite d'optimisation, consiste ensuite à identifier les constantes parapproximations successives en considérant un grand nombre de vitesses expérimentales(Figure 2.37).

Figure 2.37 : Principe de l'identification des constantes d'élasticité par optimisation (d'après[DUB 96])

Le principe est d'initialiser le système par une matrice fictive de constantes, de calculerles vitesses théoriques6 correspondantes et de les comparer avec les valeurs de vitesses

6 Employer les termes "vitesses recalculées à partir des constantes d'élasticité identifiées par optimisation" seraitplus correct. Toutefois, par souci de concision, nous emploierons par la suite les termes "vitesses théoriques".

Cij°INITIALISATION

CALCUL DE L'ECARTDES VITESSES

MATRICE OPTIMISEE [Cij](FIN)

TEST : MINIMUMDE L'ECART ?

NOUVELLE MATRICE [C ij]

CALCUL DES VITESSESV( n , Cij , ρρρρ )

VITESSES EXPERIMENTALES


84

expérimentales. Un test sur l'écart au sens des moindres carrés permet alors d'identifier unenouvelle matrice de constantes pour laquelle les vitesses théoriques sont à nouveau comparéesaux vitesses expérimentales (résolution par l'algorithme de Levenberg-Marquardt). Le cycle setermine lorsque le test sur l'écart est minimisé.

Remarque : Nous négligerons les effets de contrainte interne sur les mesures de vitessecar il est montré qu'ils sont faibles par rapport aux effets de texture [ELG 89].

2.4.2.2 Extension du processus d'optimisation pour l’analyse d’échantillons présentantune désorientation du repère lié à la symétrie élastique

Dans le cas des soudures étudiées, les résultats en diffraction des RX ont montré que lesaxes géométriques H, N et L ne coïncident pas avec les axes de la symétrie orthotrope dumatériau.

Comme il est difficile de prélever des échantillons dans des plans spécifiques, larésolution du problème nécessite la prise en compte de trois inconnues supplémentaires, lesangles d’Euler ψ, θ et φ, en plus des neuf constantes d’élasticité. Ces angles seront définiscomme indiqués sur la Figure 2.18 avec les correspondances suivantes : N=Y et L=Z. Ladétermination est toujours effectuée par optimisation en minimisant l’écart entre vitessesthéoriques et expérimentales, mais l’expression des vitesses dans les différents plans demesures est alors modifiée en tenant compte de la matrice de changement de repère lié auxangles d’Euler [DUB 00].

D’autres auteurs [ARI 97] proposent une autre méthode qui consiste à déterminer, quandaucun plan de symétrie n’est connu, les vingt et une constantes de la symétrie la plus générale(triclinique) puis de chercher les valeurs des angles d’Euler permettant d’annuler les douzeconstantes séparant la symétrie triclinique de la symétrie orthotrope.

La validation de la méthode que nous avons utilisées a été effectuée à partir d’un matériaufictif de symétrie orthotrope de masse volumique 8000 kg/m3. Les valeurs des constantesd’élasticité et des angles d’Euler choisies sont données dans le Tableau 2.7 (les constantesd’élasticité sont indiquées en GPa).

En utilisant les matrices de passage définies en annexe I [AUL 73], on peut accéder à lamatrice des constantes dans le repère lié à l’échantillon. A partir de cette nouvelle matrice etdes expressions des vitesses données en annexe C, les vitesses ultrasonores ont alors étécalculées dans différents plans de propagation (P0, P45, P90) ayant en commun la normale à lagrande face de l’échantillon. Ces déterminations ont été effectuées pour différentes directionsde propagation et pour les trois modes de propagation. Parmi cet ensemble de vitesses ainsisimulées, pour les modes QL et QT rapides, un certain nombre de valeurs discrètes ont étésélectionnées avec un pas et des ouvertures angulaires compatibles avec les conditionsexpérimentales. Ces vitesses, appelées "expérimentales", ont alors été injectées dansl'algorithme d'optimisation.

Nous avons testé les performances de l'optimisation pour différents valeurs d'initialisationdes constantes d'élasticité et des angles d'Euler. A titre d'exemple, nous montrons les résultatsobtenus pour le jeu de valeurs initiales reporté dans le Tableau 2.7. Notons que les valeurs desvitesses correspondant à cette initialisation (courbes en pointillé de la Figure 2.38 et de la


85

Figure 2.39) sont alors relativement éloignées des vitesses "expérimentales". L'algorithme aconvergé de façon satisfaisante, et nous avons alors retrouvé avec une excellente précision lesvaleurs des constantes d'élasticité du matériau ainsi que les angles d'Euler de cet échantillonfictif. Comme le confirment les courbes des Figure 2.38 et Figure 2.39, les vitesses recalculéesà partir des résultats de l'optimisation passent parfaitement par les points expérimentauxsimulés. Ces différents tests valident donc la nouvelle méthode d'optimisation proposée. Pourétudier la robustesse du processus, il serait très intéressant de refaire cette simulation enbruitant les vitesses expérimentales.

Les différentes évaluations présentées par la suite seront basées sur cette approche moinsrestrictive, qui permet de prendre en compte la désorientation des axes de symétrie.

Tableau 2.7 : Valeurs fictives des constantes d’élasticité (GPa) et des angles d’Euler (degrés)choisies pour la validation et valeurs d'initialisation pour le processus d'optimisation

C11 C22 C33 C23 C13 C12 C44 C55 C66 ψ θ φ

Jeu fictif 230 250 210 130 150 110 100 120 70 35 65 25

Initialisation 280 280 280 180 180 180 100 100 100 50 50 50

5200

5400

5600

5800

6000

6200

6400

6600

-90 -75 -60 -45 -30 -15 0 15 30 45 60 75 90

Angle de propagation (°)

Vit

esse

(m

/s)

Valeurs d'initialisationPlan P0 - Vitesses "expérimentales" et calculées

Plan P45 - Vitesses "expérimentales" et calculéesPlan P90 - Vitesses "expérimentales" et calculées

P0

P45P90

Figure 2.38 : Validation du processus d'optimisation - ondes QL - vitesses tirées du jeud'initialisation (courbes en traits pointillés), vitesses simulées "expérimentales" déterminéesd'après le jeu fictif (points) et vitesses recalculées à partir des constantes d'élasticitéoptimisées (courbes en traits continus)


86

2800

3000

3200

3400

3600

3800

4000

-90 -75 -60 -45 -30 -15 0 15 30 45 60 75 90

Angle de propagation (°)

Vit

esse

(m

/s)

Valeurs d'initialisation

Plan P0 - Vitesses "expérimentales" et calculées



P0

P90

P45

Figure 2.39 : Validation du processus d'optimisation - ondes QT rapides - vitesses tirées dujeu d'initialisation (courbes en traits pointillés), vitesses simulées "expérimentales"déterminées d'après le jeu fictif (points) et vitesses recalculées à partir des constantesd'élasticité optimisées (courbes en traits continus)

Les résultats des différentes évaluations présentées par la suite seront basés sur cetteméthode générale permettant de prendre en compte la désorientation des axes de symétrie.

2.4.2.3 Résultats pour l’étude du métal de base

Le métal de base est supposé en première approximation isotrope. Toutefois, du fait duprocédé de laminage, les paramètres microstructuraux peuvent être différents entre les zonespeaux interne et externe et la zone à cœur. Ceci est confirmé par une analyse en microscopieacoustique (voir Annexe J). D’autre part, la Zone Affectée Thermiquement (ZAT) proche dumétal soudé peut aussi présenter des changements de microstructure par rapport au reste de latôle.

Des mesures de vitesses ont donc été réalisées sur des plaquettes dont les zones deprélèvement et les axes sont indiqués sur la Figure 2.40.


87

N

H

LFigure 2.40 : Zones de prélèvement des échantillons dans le métal de base

Les résultats montrent que les échantillons D717D2 et D717D4 présentent un caractèreglobalement isotrope. Ceci est illustré sur la Figure 2.41 par les très faibles variations desvitesses quasi-longitudinales pour l’échantillon D717D4. Pour ces deux zones de prélèvement,les valeurs de vitesses suivantes sont alors déterminées : Vlongitudinale = 5740 m/s etVtransversale = 3080 m/s. Il est à noter que ces valeurs donnent une valeur du module d'Young de196 GPa tout à fait conforme à celle déterminée par des essais mécaniques pour ce typed'acier.

Les échantillons D717D1 et D717D3 présentent par contre des caractères anisotropes plusmarqués avec des propriétés a priori identiques (valeurs de vitesses identiques et repèreprincipal de la symétrie orthotrope confondu avec le repère d'observation pour les deuxéchantillons). Les Figure 2.41 et Figure 2.42 donnent respectivement les évolutions desvitesses des modes QL et QTV dans différents plans d'incidence pour l'échantillon D717D3.Des variations de vitesses dans le plan P0 de 4 % pour les ondes QL et QTV sont relevées. Ilest intéressant de noter que les variations de vitesses des ondes QL pour cet échantillon sontmoins importantes dans le plan P90 que dans le plan P0 (100 m/s contre 250 m/s).

Le Tableau 2.8 donne quatre valeurs de constantes d'élasticité déterminées d'après lesmesures de vitesses pour l'échantillon D717D3 dans le plan P0 supposé principal. Pour lesautres plans, en raison de la très faible anisotropie, les ondes quasi-transversales ne sont pasrésolues temporellement. Il n'a donc pas été possible de mesurer les vitesses correspondantesde ces ondes, et de ce fait les constantes d'élasticité associées n'ont pas pu être déterminées.Notons qu'une telle limitation a déjà été constatée et discutée par d'autres auteurs [DUB 96][ARI 97].

D717D1

D717D2

D717D3

D717D4

SOUDURE

METAL DE BASE

V

TS

N

LH


88

5600

5650

5700

5750

5800

5850

5900

5950

-90 -75 -60 -45 -30 -15 0 15 30 45 60 75 90

Angle de propagation

Vit

esse

s (m

/s)

D717D3 - plan 0

D717D3 - plan 0 -vitesses théoriques

D717D3 - plan 90

D717D4 - plan 0

Figure 2.41 : Evolution des vitesses des ondes QL pour les échantillons D717D3 et D717D4dans les plans P0 et P90

2940

2960

2980

3000

3020

3040

3060

3080

-90 -75 -60 -45 -30 -15 0 15 30 45 60 75 90


Vit

esse

(m

/s)

valeursexpérimentales

valeursthéoriques

Figure 2.42 : Evolution des vitesses des ondes QTV pour l'échantillon D717D3 dans le plan P0

Tableau 2.8 : Echantillon D717D3 : constantes d'élasticité (GPa) optimisées dans le plan P0

considéré comme le plan principal (rx1 ,

rx3 )

Echant. C11 C33 C55 C13

D717D3 277 254 75 127

En décrivant le métal de base d'épaisseur 40 mm par trois zones (deux zones orthotropesde 10 mm d'épaisseur en surfaces interne et externe caractérisées par les constantes d'élasticité


89

du Tableau 2.8 et une zone intermédiaire isotrope), l'application de la loi de Snell-Descartes etla prise en compte de l'angle de déviation ∆ du flux d'énergie permettent de trouver la positiondu rayon central après une simple transmission. En comparant ces résultats avec le cas où lemétal de base serait considéré comme entièrement isotrope, les écarts suivants sont trouvéssur la position du pic correspondant au rayon central du faisceau :

- 2 mm pour une onde longitudinale à 45° ;

- 4 mm pour une onde longitudinale à 60° ;

- 2 mm pour des ondes transversales à 45 et 60°.

L'erreur commise en considérant le métal de base comme globalement isotrope est doncfaible mais non négligeable dans le plan P0. Toutefois, une anisotropie moins marquée ayantété observée dans le plan P90 qui est aussi le plan d’incidence lors d’un contrôle, l’erreur seraa priori plus faible et pour nos essais, nous admettrons donc que le métal de base est isotrope.

2.4.2.4 Résultats pour l’étude des soudures

Des plaquettes avec les grandes faces parallèles au sens de soudage ont été prélevées àcoeur en sommet de soudure comme pour les analyses en diffractométrie. La normale auxdifférentes éprouvettes correspondra donc à l'axe vertical V du repère lié à la soudure. Lesquatre soudures suivantes ont été analysées : D717D (soudure industrielle en position à plat),D717F (soudure industrielle en position plafond), D703 et D704 (soudures « académiques »de grandes dimensions).

Nous séparerons l'analyse ultrasonore en deux parties, les résultats pour les constantesd'élasticité d'une part et les résultats pour les angles d'Euler d'autre part. Nous évoqueronsdans une troisième partie la détermination des constantes d'élasticité à partir des analysesdiffractométriques.

Constantes d'élasticité évaluées à partir de mesures de vitesses ultrasonores :

Le Tableau 2.9 est une synthèse des différentes valeurs de constantes d’élasticité évaluéespar cette méthode. La convention choisie est telle que l'axe principal

rx3 corresponde à l'axe

d'élongation des grains.

Des exemples de valeurs de vitesses expérimentales et calculées après optimisation desconstantes d’élasticité pour les soudures D717D et D717F sont données Figure 2.43 et Figure2.44. Un très bon ajustement entre valeurs théoriques (traits continus) et expérimentales(points) est constaté.

Les valeurs évaluées des constantes d'élasticité sont cohérentes avec les valeurs de lalittérature indiquées dans le Tableau 2.6. Elles semblent d'autre part valider l'hypothèsed'orthotropie choisie car le plan (

rx1 ,

rx2 ) n'est pas parfaitement isotrope. Pour la soudure

D717D, C11 est notamment 7 % plus faible que C22 et C44 est 10 % plus faible que C55.


90

Les différentes soudures présentent des écarts entre leurs tenseurs respectifs, notammentles soudures D717F et D717D bien qu’elles aient été réalisées selon le même procédé.L'analyse de la maquette en position plafond donne notamment lieu à des écarts de vitesse enfonction de la direction de propagation plus faibles que ceux trouvés pour les trois autressoudures réalisées en position à plat (Figure 2.45). A première vue, soit la position de soudageinflue sur l'anisotropie du matériau soit l'homogénéité dans le volume de l'échantillon estmoins bonne (l'analyse EBSD (Figure 2.32) irait d'ailleurs dans ce sens). Cette constatationdoit cependant être étayée par des calculs d'incertitudes, en cours de développement pour lanouvelle approche incluant l'évaluation des angles d'Euler. On notera pour l'instant qu'uneanalyse sur un alliage d'aluminium à partir de la première approche [DUB 96], a conduit à desincertitudes de moins de 0.5 % sur l'ensemble des constantes, avec toutefois des variationssensibles sur les incertitudes de C12 et C66 selon les mesures de vitesses utilisées.

Les écarts de vitesses les plus importants sont obtenus pour la maquette D704 (Figure2.45), confirmant ainsi que cette soudure, de par le balayage de l'électrode transversalement ausens de soudage, présente la texture la plus forte.

Tableau 2.9 : Valeurs des constantes d’élasticité (GPa) déterminées par optimisation à partirde mesures de vitesses ultrasonores

Soudures C11 C22 C33 C23 C13 C12 C44 C55 C66

D717D 227 244 218 146 140 109 107 119 80D717F 255 250 230 127 137 112 113 102 60D703 234 240 220 146 148 118 99 110 95D704 237 247 210 134 132 84 122 125 70

5200

5400

5600

5800

6000

6200

-90 -75 -60 -45 -30 -15 0 15 30 45 60 75 90


Vit

esse

(m

/s)

Plan 0

Plan 15

Plan 30

Plan 45

Plan 60

Plan 75

Plan 90

a)

2100

2300

2500

2700

2900

3100

3300

3500

3700

-90 -75 -60 -45 -30 -15 0 15 30 45 60 75 90


Vit

esse

(m

/s)

Plan 0

Plan 15

Plan 30

Plan 45

Plan 60

Plan 75

Plan 90

b)

Figure 2.43 : Vitesses expérimentales (points) et recalculées (courbes) pour l'échantillonprélevé dans la maquette D717D - a) ondes QL -b) ondes QT lentes


91

5500

5600

5700

5800

5900

6000

6100

6200

-90 -75 -60 -45 -30 -15 0 15 30 45 60 75 90


Vit

esse

(m

/s)

Plan 0

Plan 15

Plan 30

Plan 45

Plan 60

Plan 75

Plan 90

a)

2800

3000

3200

3400

3600

3800

-90 -75 -60 -45 -30 -15 0 15 30 45 60 75 90


Vit

esse

(m

/s)

Plan 0Plan 15Plan 60Plan 75Plan 90

b)

Figure 2.44 : Vitesses expérimentales (points) et recalculées (courbes) pour l'échantillonprélevé dans la maquette D717F - a) ondes QL -b) ondes QT rapides

5100

5300

5500

5700

5900

6100

6300

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90


Vit

esse

(m

/s)

D704

D703

D717D

D717F

a)

2200

2400

2600

2800

3000

3200

3400

3600

3800

4000

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90


Vit

esse

(m

/s)

D704

D703

D717D

D717F

b)


rx3 ) en fonction de l'angle entre la direction

de propagation et l'axe des grains pour quatre soudures (valeurs calculées à partir desconstantes d'élasticité fournies par l'optimisation) − a) ondes QL - b) ondes QTV

Evaluation des angles d'Euler :

Le Tableau 2.10 est une comparaison entre les valeurs des angles d'Euler déterminéesrespectivement par la méthode ultrasonore et par la diffraction des RX. La notation de Roe estadoptée (et non la notation de Bunge précédemment utilisée dans le Tableau 2.4).

Nous constatons une très bonne concordance entre les valeurs de ψ et de θ obtenues parles deux méthodes. En fait ces deux angles fixent l'orientation de l'axe

rx3 de forte texture. Par

contre, pour les soudures D704 et D717F, le troisième angle φ, correspondant à une rotationautour de

rx3 , varie selon la méthode. Ce résultat peut s'expliquer par la faible anisotropie dans

le plan (rx1 ,

rx2 ) et nous avons alors remarqué que la valeur d'initialisation de l'angle φ avait

une influence sur le résultat de l'optimisation. Ainsi, pour la soudure D717F, une deuxièmesolution a été trouvée en prenant comme valeurs d'initialisation des angles d'Euler cellesdéterminées par la diffraction des RX (valeurs relatives à initialisation 2 et optimisation 2


92

dans le Tableau 2.11). La valeur obtenue de φ est sensiblement différente de celle de lapremière optimisation (initialisation 1 et optimisation 1 dans le Tableau 2.11) mais les onzeautres valeurs sont du même ordre que les précédentes. Il est à noter que l'ajustement entre lesvaleurs théoriques et expérimentales est un peu moins bon que lors de la premièreoptimisation.

Tableau 2.10 : Comparaison entre les valeurs des angles d’Euler (degrés) obtenues parméthode ultrasonore et par diffraction des RX

Méthode ultrasonore Diffraction des RXSoudure ψ θ φ ψ θ φD717D 89 77 90 90 78 84D717F -52 -117 108 -51 -114 154D703 86 77 94 90 66 84D704 97 92 103 100 91 65

Tableau 2.11 : Valeurs de constantes d'élasticité (GPa) et d'angles d'Euler (degrés) pour lasoudure D717F obtenues avec deux jeux d'initialisation différents

C11 C22 C33 C23 C13 C12 C44 C55 C66 ψ θ φInitialisation 1 280 280 280 150 150 150 120 120 120 -45 -90 90Optimisation 1 255 250 230 127 137 112 113 102 60 -52 -117 108Initialisation 2 280 280 280 150 150 150 120 120 120 -51 -114 154Optimisation 2 243 251 220 135 145 112 105 107 75 -50 -118 166

D'autre part, les résultats confirment que le plan perpendiculaire au sens de soudage (planP90 pour les mesures) peut être considéré comme un plan principal pour les soudures D717Det D703 puisque ψ et φ sont proches de 90° dans les deux cas. En faisant cette hypothèse, ilest donc possible de remonter à quatre constantes d'élasticité (C22, C33, C23 et C44) quiinterviendront dans le calcul de la propagation des ondes en 2D (Tableau 2.12). Les valeurs deces constantes ont également été déterminées de façon identique pour la soudure D704(Tableau 2.12). Dans ce cas, l'axe de texture étant incliné dans le sens de soudage, une telleapproche n'est pas rigoureuse. Toutefois la désorientation étant faible (φ = 103°), on admettraque l'erreur qui en résulte reste négligeable.

Tableau 2.12 : Valeurs des quatre constantes d'élasticité (GPa) après optimisation dans le plan90 supposé principal

Soudures C22 C33 C23 C44

D717D 247 218 148 105D703 235 222 144 100D704 243 212 137 122


93

Constantes d'élasticité déduites des analyses diffractométriques :

Il est d’autre part possible de remonter aux valeurs des constantes d’élasticité à partir desanalyses en diffractométrie (rayons X ou EBSD). La méthode nécessite de connaître lesconstantes d’élasticité du monocristal, des coefficients tirés de la Fonction de Distribution desOrientations Cristallines (FDOC) et de se placer dans le cas d’un moyennage de type Voigt(hypothèse de l’uniformité de la déformation pour l’ensemble des grains), de type Reuss(hypothèse de l’uniformité de la contrainte pour l’ensemble des grains) ou de type Hill(moyenne entre les modèles de Voigt et de Reuss). La méthode de calcul et les résultatsobtenus à partir des analyses en diffraction des RX et en EBSD sont fournis en Annexe G.

Les valeurs trouvées sont en bon accord avec les données de la littérature. Cependant, dufait des incertitudes sur le moyennage à adopter et sur les différents paramètres intervenantdans le calcul, ces valeurs apparaissent moins fiables que les valeurs déterminées à partir de laméthode ultrasonore.

2.4.3 Conclusion

Nous avons étudié dans ce paragraphe les propriétés d'élasticité d'échantillons composésd'un ensemble de grains d'une largeur moyenne de 150 µm et avec leurs axes d'élongationparallèles. A l'échelle de la longueur d'onde ultrasonore (environ 2.5 mm pour une fréquencede 2.25 MHz), le milieu est caractérisé par une symétrie polycristalline orthotrope. Ce résultatest en conformité avec les analyses diffractométriques. Chaque zone avec un axe d'élongationcommun à tous les grains sera alors défini comme anisotrope et homogène du point de vue dela propagation ultrasonore. Les soudures au sein desquelles la direction de l'axe d'élongationdes grains varie seront définies comme hétérogènes. Il est nécessaire de décrire ces soudurescomme un ensemble de domaines macroscopiques anisotropes et homogènes pour simuler lapropagation des ondes ultrasonores. Ceci sera l'objet du paragraphe suivant.

L’évaluation de l’anisotropie par mesures de vitesses ultrasonores a permis d'obtenirdifférents jeux de constantes d'élasticité que nous utiliserons dans les chapitres suivants pourla modélisation de la propagation des ondes dans les soudures. Elle a d'autre part confirmé lesobservations métallographiques et les résultats obtenus par analyses diffractométriques quantà la désorientation du repère de symétrie par rapport au repère lié à la soudure. Cettedésorientation a d'ailleurs nécessité une extension du processus d'optimisation afin de prendreen compte les trois angles d'Euler.

L'évaluation par méthode ultrasonore montre, à la fois selon le procédé de soudage etselon la position de soudage, des légères différences entre les anisotropies des soudures. Descalculs d'incertitude devront permettre de confirmer ou non cette conclusion. Des mesurescomplémentaires seront nécessaires pour valider l'hypothèse que les valeurs de constantesd'élasticité ne diffèrent pas d'une zone à l'autre au sein des soudures industrielles du circuitprimaire, mais aussi pour mieux comprendre l'influence de la position de soudage sur cesvaleurs.


94

2.5 Description des soudures par analyse d'images

Nous avons vu que l'observation de la texture morphologique de la soudure, après attaquemétallographique révélant les grains colonnaires, peut être corrélée aux orientations de latexture cristallographique. Il est donc intéressant de tenter de déterminer la répartition desorientations des grains sur la surface d'une coupe métallographique par des méthodesnumériques d'analyse d'image. Ces dernières sont en effet beaucoup plus simples à mettre enœuvre que des analyses EBSD qui donneraient directement et avec une plus grande précisionles orientations cristallographiques des grains. D’autres méthodes ont même été envisagéesdans la littérature, tels que des mesures de vitesses d’ondes de surfaces [CUR 81] mais cesdernières nécessitent un nombre important d’analyses en différentes zones et la précision desrésultats apparaît moins bonne.

Conformément aux modèles adoptés dans les codes ULTSON 2D et CHAMP-SONS 3D,les soudures hétérogènes seront décrites par des zones anisotropes homogènes avec uneorientation particulière des grains. Ce type de description présente l’avantage de pouvoirprendre en compte des variations brusques des orientations qui sont susceptibles de seproduire dans les soudures austénitiques.

L’autre type de description, adopté dans les codes RAYTRAIM [OGI 87a] et EFIT[MAR 95], consiste à déterminer une fonction définissant la variation continue desorientations7. Elle permet de s’affranchir de l’introduction d’interfaces nettes entre deuxmilieux, mais elle n’est applicable qu’a des modèles de structure simplifiés.

Le nombre de domaines sera bien sûr fonction du niveau d’hétérogénéité du milieu.Ainsi, peu de domaines suffiront à décrire la soudure académique D704 qui présente une fortehomogénéité. Dans le cas de la soudure D496 à la structure fortement hétérogène, les contoursdes passes sont autant d’interfaces qui vont perturber la propagation des ondes ultrasonores.Les soudures industrielles réalisées à l'électrode enrobée et présentant une structureinhomogène, seront un cas intermédiaire.

Deux méthodes d'analyse sont envisagées :

- l'orientation de chaque grain est évaluée et les grains présentant des orientationsvoisines (comprises dans une certaine plage) sont ensuite regroupés ; des domaines de formeet de taille quelconques sont ainsi obtenus ;

- des domaines de forme et de taille définies sont imposés (par exemple des carrés desurfaces 4x4 mm2 ou 2x2 mm2) et l'orientation moyenne des grains dans chaque domaine estensuite évaluée. Cette méthode présente l’avantage de simplifier l’analyse (création d’uneroutine pour un balayage automatique de la soudure par une fenêtre de mesure carrée) maiselle impose des interfaces pas forcément réalistes et augmente sensiblement le nombre dedonnées à rentrer dans les codes.

7 Ces structures sont souvent qualifiées d'inhomogènes, pour les différencier des structures hétérogènesprésentant des changements d'orientation des lignes de solidification marqués.


95

Le système d'analyses d'images utilisé est le Qwin de Leica. Différents traitementsdoivent être successivement appliqués à l'image pour accéder à l'orientation des grainscolonnaires.

Des traitements en niveaux de gris sont d'abord utilisés pour renforcer le contraste del'image : filtre "passe haut" pour extraire un détail blanc (ou noir selon le filtre) et filtre"délinéer" pour améliorer la définition des contours.

L'image résultante est alors "binarisée" : chaque grain est un objet de pixels blancs, lefond étant constitué de pixels noirs (voir Figure 2.46). Dans le cas de la description endomaines carrés, une grille peut être soustraite à l'image afin de la diviser en domaines detaille définie.

Des conditions sont appliquées sur la taille et la forme des objets pour ne prendre encompte que ceux qui contiennent un nombre suffisant de pixels et qui sont suffisammentallongés.

Figure 2.46 : Soudure industrielle du circuit primaire en position à plat (ref D717B)-traitement de binarisation

La mesure de l'orientation de l'objet est effectuée à partir des "diamètres de Féret" :chaque diamètre est en fait la dimension (ou nombre de pixels) de l'objet dans une directiondonnée. La fonction "orientation" correspond à l'angle du plus long féret. Le nombre maximald'incréments de mesures étant de 64 pour une plage d'angles de 0 à 180°, la précision est del'ordre de 3°.

L'utilisation de la fonction "orientation calculée" permet d'améliorer la précision car ellecorrespond à la moyenne des angles des deux férets les plus longs.

Un exemple de description est donné Figure 2.47 (domaines de taille et de formequelconques).


96

Domainesorthotropes

ω (°)

1 352 113 184 85 06 -317 14

Domainesisotropes

MB /

Figure 2.47 : Soudure D717B - Description en 7 domaines anisotropes homogènes de taille etde forme quelconques et valeurs de l'angle entre la verticale et l'axe d'élongation des grainsdans chaque domaine

Les différentes méthodes de description seront appliquées aux différents types desoudures.

A partir de l'ensemble des résultats expérimentaux et des calculs de modélisationcorrespondants, nous espèrons pouvoir conclure si une description s'avère plus juste que lesautres ou si la description choisie n'influe pas sur les résultats finaux.

2.6 Conclusion

Les analyses en diffraction des RX et EBSD ont révélé pour l'ensemble des soudures destextures caractéristiques d'une symétrie polycristalline orthotrope, avec cependant desdifférences sur l'orientation des axes de symétrie selon les échantillons. Ces orientations desaxes de symétrie ont aussi pu être déterminées à partir de mesures de vitesses ultrasonores. Parailleurs, cette méthode de caractérisation ultrasonore permet d'identifier les constantesd'élasticité propres à chacune des soudures étudiées. De légères différences sont là encoreconstatées, qui doivent être confirmées par des calculs d'incertitude. Enfin, les texturesmorphologiques et cristallographiques des soudures étant liées, une étude à l'aide d'un logicield'analyse d'images sur des coupes métallographiques nous permet de fournir une descriptiondes soudures hétérogènes en domaines anisotropes homogènes. Cette description estcompatible avec les codes de calcul ULTSON 2D et CHAMP-SONS 3D.

Plus globalement, il reste à aborder l'étude de la sensibilité des codes de calcul auxparamètres structuraux fournis, que ce soit les constantes d'élasticité, l'orientation des texturescristallographiques ou le mode de description en domaines homogènes. Ceci nécessite descomparaisons entre résultats expérimentaux et calculs en modélisation. Ce sera l'objet deschapitres suivants.

V

T

ωωωω Axe defibre

CHAPITRE 3. CONTRÔLE DES SOUDURES "ACADEMIQUES"

97

CHAPITRE 3

Contrôle des soudures "académiques"

3. CONTRÔLE DES SOUDURES ACADÉMIQUES ......................................................................................99

3.1 PRÉSENTATION DES CODES DE CALCUL ULTSON 2D ET CHAMP-SONS 3D..............................................993.2 ETUDE EN TRANSMISSION SUR LA SOUDURE D704 ......................................................................................101

3.2.1 Mode opératoire..................................................................................................................................1013.2.2 Résultats expérimentaux......................................................................................................................1023.2.3 Modélisation par le code Champ-sons 3D..........................................................................................105

3.3 ETUDE EXPÉRIMENTALE EN MODE ÉCHOGRAPHIQUE SUR DES TROUS CYLINDRIQUES .................................1063.3.1 Présentation des essais .......................................................................................................................1063.3.2 Résultats pour les ondes de compression............................................................................................1073.3.3 Résultats pour les ondes de cisaillement.............................................................................................112

3.4 ETUDE EN MODÉLISATION AVEC ULTSON 2D ...........................................................................................1133.4.1 Bilan des calculs en L0 et L45 ............................................................................................................114

3.4.1.1 Influence des valeurs de constantes d’élasticité ............................................................................................1153.4.1.2 Influence de l’orientation des grains .............................................................................................................1173.4.1.3 Influence de la taille et de la forme des domaines anisotropes.......................................................................117

3.4.2 Etude en T45 dans la soudure D704...................................................................................................1183.4.3 Conclusion ..........................................................................................................................................121

3.5 PRISE EN COMPTE DU COEFFICIENT D'ATTÉNUATION DANS LES CODES DE CALCUL......................................1223.5.1 Objectifs ..............................................................................................................................................1223.5.2 Principe des mesures expérimentales..................................................................................................1223.5.3 Résultats ..............................................................................................................................................1233.5.4 Introduction du coefficient d'atténuation en modélisation..................................................................124

3.6 CONCLUSION...............................................................................................................................................126


98


99

3. Contrôle des soudures académiques

Ce chapitre est consacré au contrôle par ultrasons des soudures académiques (D703 etD704) pour lesquelles une relative homogénéité de la structure a été mise en évidence par lesdifférentes méthodes de caractérisation.

Après une brève description des deux codes de calcul à notre disposition, nousprésenterons une étude en transmission sur le bloc D704 suivie d’une comparaison avec uncalcul en modélisation utilisant comme données d’entrée les valeurs d’orientation de la textureet de constantes d’élasticité déterminées dans le chapitre précédent. Dans un second temps,des contrôles en échographie, sur les deux blocs cette fois-ci, sont effectués avec à nouveauune comparaison avec la modélisation. Enfin, une première approche pour la détermination del’atténuation intrinsèque au matériau est présentée.

3.1 Présentation des codes de calcul ULTSON 2D et CHAMP-SONS 3D

Dans ce paragraphe, nous allons succinctement présenter les caractéristiques des deuxlogiciels de modélisation utilisés pour la suite de l'étude. Les détails sur les développementsthéoriques propres aux deux codes seront trouvés dans les documents [NOU 90] [GEN 99].

Le code ULTSON 2D, développé par EDF, est un code numérique exact aux élémentsfinis en espace et aux différences finies en temps. Les éléments finis sont des carrés dont lescôtés ne doivent pas être supérieurs au douzième de la longueur d'onde des ondes decompression. Ce code décrit, dans des matériaux anisotropes et hétérogènes, la propagationdes ondes ultrasonores émises par un traducteur large-bandes focalisé en immersion ourayonnant à travers un sabot en Plexiglas (traducteur contact). Il permet de travailler en modetransmission ou en mode échographique dans une géométrie 2D et de simuler toutes lesconfigurations d'un contrôle, notamment les interactions avec des défauts de type trous ouentailles.

Les pressions de retour au capteur sont visualisées sous la forme de Ascans8, Bscans oude courbes échodynamiques (cf annexe K pour la définition de ces types de visualisation). Ilest aussi possible de visualiser la trajectoire du faisceau durant le temps de calcul(représentation de l'amplitude maximale du déplacement en chaque point), ainsi que les frontsd'ondes à des instants donnés. Enfin, les variations des déplacements (module ou composantesdu vecteur) peuvent être tracées le long d'une droite ou en des points quelconques.

La propagation dans le solide obéit aux équations de l'élastodynamique et la propagationdans l'eau obéit à l'équation de d'Alembert des ondes de pression.

Le traducteur au contact est simulé par une pastille piézoélectrique située dans unesemelle en Plexiglas couplée avec l'interface d'entrée par une mince couche d'eau. La relationentre le signal électrique et la vitesse des vibrations normales à la pastille est supposéelinéaire. L'intégrale approchée de Rayleigh-Kirchhoff permet alors de déterminer la pression

8 Le terme de Ascan sera utilisé pour définir la représentation de type A ou la visualisation A qui sont les termespréconisés par la norme.


100

en un point de l'interface entre l'eau et le solide à partir des vitesses en chaque point de lasurface du traducteur.

La pression de retour au capteur est calculée de la même manière : à partir des vitessesnormales des déplacements à l'interface eau-solide, il est possible de remonter à la pression enchaque point de la pastille puis d'intégrer ces pressions sur la surface réceptrice pour obtenir lesignal électrique correspondant.

Une surface d'entrée non plane peut être modélisée en introduisant un domaine remplid'eau dans la pièce maillée. Enfin, dans le cas d'une propagation dans un milieu homogène, uncoefficient d'atténuation peut être désormais introduit.

Le code CHAMP-SONS, développé par le CEA, permet également de calculer le champultrasonore rayonné dans une pièce anisotrope et hétérogène par un traducteur contact ouimmergé dans un couplant liquide. Le problème est cette fois-ci traité dans un espace 3D. Lasurface du traducteur large-bandes peut être quelconque et l'interface d'entrée peut être planeou cylindrique.

Les géométries de pièces complexes peuvent être définies par le biais d'un logiciel deCAO. La soudure est décrite par un ensemble de domaines anisotropes homogènescaractérisés par neuf constantes d'élasticité (milieu orthotrope) et une orientation des grainsdéfinie par les trois angles d'Euler.

Le modèle théorique de propagation des ondes se base sur une méthode dite semi-analytique. La première partie du calcul consiste à discrétiser la surface du traducteur ensources ponctuelles et à calculer de manière analytique la contribution de chaque source enchaque point de calcul. Cette partie fait appel à des approximations qui permettent toutefoisune précision tout à fait satisfaisante tout en diminuant sensiblement les temps de calcul. Laprédiction correcte de chaque contribution nécessite l'utilisation conjointe de deux méthodeséquivalentes :

- méthode de la phase stationnaire : la formulation exacte du déplacement en un point decalcul se résume en une intégrale double de spectres angulaires d'ondes planes. Ces dernièrespouvant être fortement déphasées, il est en fait montré que seules les ondes pour lesquelles laphase devient stationnaire sont à prendre compte ;

- méthode géométrique dite des pinceaux : l'ensemble des rayons provenant d'une sourceponctuelle est contenu dans un pinceau. En appliquant le principe de conservation d'énergie, ilest alors possible de remonter à la valeur de l'intensité acoustique puis à celle du déplacementau point de calcul. L'intérêt de cette méthode est de décrire simplement l'évolution del'intensité acoustique au cours d'une propagation dans un milieu hétérogène aprèsfranchissements d'interfaces de formes quelconques.

La seconde partie des calculs consiste à sommer l'ensemble des contributions pourremonter au champ total. Cette intégrale de surface nécessite une évaluation numérique.

Les champs des ondes de compression et de cisaillement peuvent être calculéssimultanément et différentes quantités acoustiques peuvent être visualisées (déplacement etvitesse des particules par exemple).


101

Enfin il est possible de coupler CHAMP-SONS avec le logiciel MEPHISTO pourdéterminer l'interaction du faisceau avec un défaut. Cette opération n'est pour l'instantdisponible que pour une propagation dans un milieu isotrope et homogène.

Des calculs de comparaison entre les deux codes ont été effectués, en 2D, pour unepropagation dans un unique domaine anisotrope homogène avec différentes orientations desgrains [GEN 99]. Les résultats obtenus ont montré une très bonne correspondance entre lesdeux codes. Nous ne présenterons pas dans ce manuscrit de calcul avec CHAMP-SONS 3Dcorrespondant au cas anisotrope et hétérogène, le développement de ce cas étant récent et sonimplémentation étant en cours. Toutefois, un premier calcul pour une configuration decontrôle en L0 dans une soudure industrielle du circuit primaire anisotrope et hétérogènemontre là aussi un bon accord entre les résultats obtenus avec les deux codes [CHA 00].

3.2 Etude en transmission sur la soudure D704

Cette soudure, qui présente des lignes de solidification marquées avec un axe de fibrelégèrement désorienté par rapport à la verticale, a été décrite au paragraphe 2.2.1.1.

3.2.1 Mode opératoire

Les essais ont été réalisés selon le mode opératoire schématisé sur la Figure 3.1.

Un émetteur fixe est positionné avec une précision de l'ordre du millimètre sur la faced’entrée du bloc de contrôle. C'est un traducteur Krautkrämer (série 59CW) monoélément,piézocomposite, au contact, avec une fréquence centrale de 2.25 MHz et une réponsefréquentielle large-bande. Le diamètre de sa pastille est de 20 mm et il émet des ondes decompression à incidence normale (mode L0). Ce traducteur est ensuite couplé avec un saboten Plexiglas adapté afin d'étudier la propagation des ondes de compression à 45° (mode L45).Nous rappelons que, d'après l'étude bibliographique, l'utilisation d'une fréquence proche de2 MHz est recommandée pour le contrôle des soudures austénitiques.

Un récepteur balaie la face opposée permettant ainsi d’obtenir une cartographie du champultrasonore après une traversée de soudure. Ce récepteur, mis au point au CEA, est constituéd’un traducteur L0 (fréquence 2.25 MHz, diamètre 13 mm) fixé sur une semelle conique enPlexiglas usinée de telle manière que la surface de contact sur le bloc soit un disque d’environ2 mm de diamètre [MAH 99]. Le balayage s’effectue selon la direction transverse (axe T) etl’incrémentation selon la direction de soudage (axe S). L'origine du balayage correspond aucoin supérieur gauche des Cscans.

Des acquisitions préliminaires avaient été réalisées avec en réception une sonde EMATsensible aux ondes de compression. Toutefois, des essais du CEA ont montré que le dispositifavec le cône en Plexiglas offrait de meilleurs performances en termes de sensibilité et derapport signal sur bruit.

Pour chaque cas de contrôle, une acquisition servant de référence est réalisée dans lemétal de base.


102

Le traitement des données s'effectue sur le logiciel de CND CIVA version 5.0 développépar le CEA. Un schéma de la chaîne d'acquisition est donné en annexe K.

O T

SSens desoudage

Emetteur fixeen L45

Emetteur fixeen L0

Récepteur avecsemelleconique

Grains colonnaires inclinésde 3 ° selon T

Grains c

olonnaires

inclinés

de 9° s

elon S

+

Figure 3.1 : Principe des essais en transmission pour la soudure D704

3.2.2 Résultats expérimentaux

Les Cscans relatifs aux acquisitions en L0 dans le métal de base et dans la zone soudéesont donnés Figure 3.2. Différentes valeurs, relatives aux maxima en amplitude, sontindiquées dans le Tableau 3.1. Les paramètres ∆S et ∆T correspondent aux écarts entre laposition du maximum et la position du point d'entrée du rayon central dans la pièce (appelépoint d'émergence par la suite). Les paramètres ∆S/ref et ∆T/ref représentent les écarts entre laposition du maximum pour l'acquisition dans la soudure et la position du maximum pourl'acquisition dans le métal de base. Des déviations positives par rapport à la position attenduedans le milieu isotrope correspondent ainsi à un décalage du faisceau vers le bas selon S etvers la droite selon T sur les Cscans. Les valeurs indiquées sur les bords des Cscans sont enmillimètres et sont relatives à la position du point d'émergence de l'émetteur.

On indique aussi les écarts de temps de vol ∆t entre le trajet dans la soudure et le trajetdans le métal de base. Un écart positif représente un temps de vol plus long dans la soudure.

La perte d'amplitude fournie dans les tableaux représente une perte d’intensité ultrasonorelors de la propagation dans la soudure. Ces valeurs contiennent une légère incertitude (environ2 dB) due à des conditions de couplage classique pas exactement reproductibles d'uneacquisition à l'autre.


103

Le Cscan de l'acquisition dans le métal de base montre un faisceau quasi-circulaire9 avecune très faible déviation du maximum par rapport au point d’émergence de l'émetteur (Figure3.2 a)). Ceci est conforme à la théorie de la propagation des ondes ultrasonores dans un milieusupposé isotrope.

Pour l’acquisition dans la zone soudée, les déviations sont importantes à la fois dans lesens travers et dans le sens de soudage (Figure 3.2 b)). Ceci confirme que la croissance desgrains dans cette maquette n'est pas parfaitement verticale (configuration pour laquelle lesdéviations seraient nulles) et que leur inclinaison est sensible dans le sens de soudage.

Les largeurs à -6 dB dans les deux directions sont deux à trois fois plus grandes parrapport aux valeurs dans le métal de base. Cette divergence du faisceau plus importante quepour le cas isotrope est là aussi conforme avec la théorie puisque le cas traité correspond à unepropagation quasi-parallèle à l’axe des grains colonnaires. Cette orientation des grains a aussipour conséquence d’augmenter le temps de vol car la vitesse est alors d'environ 5300 m/scontre 5740 m/s dans le métal de base. Une perte d'amplitude d’environ 4 dB par rapport à laréférence est aussi constatée. Enfin, l’anisotropie engendre une dissymétrie du champ rayonnéà travers la soudure. Par contre, aucune division du faisceau n’est apparente, du fait de larelative homogénéité du bloc dans la zone insonifiée (la croissance des grains dans la zonecentrale n’est pas influencée par des effets de géométrie).

a) b)

Figure 3.2 : Visualisations cscan pour les acquisitions en transmission en L0 dans le blocD704 (seuillage à -6 dB) - a ) propagation dans le métal de base - b) propagation dans lasoudure

9 Le faisceau n'apparaît pas circulaire sur l'image fournie car les axes ne sont pas normés.

T

S

0 émetteur0 émetteur

-9

+7

+3-9

-25

+5

-3 +18


104

Tableau 3.1 : Résultats expérimentaux en transmission en L0 pour le bloc D704

Milieu Perte d'amplit./référ. (dB)

∆T(mm)

∆T/ref(mm)

∆S(mm)

∆S/ref(mm)

∆t(µs)

larg. - 6 Dben T (mm)

larg. - 6 Dben S (mm)

Métal de base / -2 / 0 / / 8 7Soudure 4.0 9 11 -10 -10 0.52 18 20

Les résultats pour une onde L45 sont indiqués dans le Tableau 3.2. Les courbeséchodynamiques correspondantes sont données Figure 3.3.

Une légère division du faisceau pour l’acquisition dans la zone soudée est tout d'abordconstatée. Elle peut être la conséquence d'une hétérogénéité locale marquée le long du trajetultrasonore par rapport au cas L0.

Les déviations du pic relatif au rayon central sont par contre plus faibles que pour le modeL0, à la fois dans le sens travers et dans le sens de soudage. En effet, cette configuration decontrôle correspond à une propagation à environ 45° des grains pour laquelle la théorieindique une déviation nulle des ondes quasi-longitudinales (cf Figure 1.13).

La largeur à -6 dB dans la direction de balayage est environ 2 fois plus faible que pour laréférence. Là encore, ce phénomène de focalisation est lié à une propagation à 45° des grains.Cette focalisation limite la perte d'amplitude qui est égale à la valeur trouvée en L0 alors quele trajet parcouru est plus long.

D’autre part, la théorie prévoit une vitesse plus élevée que le cas isotrope ce qui seconfirme au niveau des écarts des temps de vol.

En conclusion, vu le peu de perturbations du faisceau (pas de déviation ou de divisionsignificatives) par rapport à la longueur du trajet dans le matériau soudé, le mode L45 est unmode de contrôle favorable dans ce type de soudure. Par voie de conséquence, l’obtention dece type de structure semble être conseillée pour faciliter le contrôle par ultrasons dès lorsqu’une propagation en onde L45 est permise. Ce résultat est conforme aux travaux deTomlinson [TOM 80] présentés dans le paragraphe 1.1.3.3.

Enfin, contrairement au cas isotrope, le pic caractéristique de l’onde de cisaillementréfractée à l’interface est situé hors de la zone de mesure à cause de la déviation du faisceau.En effet, pour cette onde et pour cette orientation des grains, le faisceau d’énergie sepropagera à environ -20° par rapport à la verticale et non à +22° comme pour le cas isotrope(la convention pour les signes des angles est indiquée sur la Figure 3.1). Nous reviendrons surces aspects de déviation pour les ondes quasi-transversales à polarisation verticale dans leparagraphe 3.3.3 relatif aux contrôles en mode échographique.


105

a) b)

Figure 3.3 : Courbes échodynamiques pour les acquisitions en transmission en L45 dans lebloc D704 - a) propagation dans le métal de base -b) propagation dans la soudure

Tableau 3.2 : Résultats expérimentaux en transmission en L45 pour le bloc D704

Milieu Perte d'amplit./référ. (dB)

∆T/ref (mm) ∆S/ref (mm) ∆t (µs) larg. - 6 Dben T (mm)

larg. - 6 Dben S (mm)

Métal de base 0 / / / 21 12Soudure 4.0 3.5 -4 -0.48 12 12

Les résultats en L0 pour la seconde soudure académique D703 ont révélé des divisions defaisceau plus nettes et des déviations importantes selon T et faibles selon S. Ceci est conformeaux observations du chapitre 2 qui révélait une hétérogénéité plus marquée de la soudure etune faible inclinaison des grains dans le sens de soudage.

3.2.3 Modélisation par le code Champ-sons 3D

Seul le cas de la propagation en L0 a été traité pour l'instant. Du fait que le faisceau soitdévié à la fois selon l'axe S et l'axe T, la modélisation requiert l’utilisation d’un code 3D, d'oùle choix de CHAMP-SONS. D'autre part, les observations métallographiques ayant révélé unerelative homogénéité de la structure dans la zone insonifiée, le problème est simplifié à lapropagation dans un unique domaine anisotrope. Cette hypothèse permet alors de diminuer letemps de calcul.

Le domaine est caractérisé par une symétrie orthotrope dont les constantes d’élasticitésont indiquées dans le Tableau 2.9 et dont les axes de symétrie sont définis par les anglesd’Euler déterminés par l’analyse en diffraction des rayons X.

D'après la Figure 3.4 le champ rayonné calculé a une allure identique à celui del’expérience. On retrouve notamment une déviation positive selon T et négative selon S et unelégère dissymétrie du champ rayonné. La valeur de déviation est toutefois minorée selon T(6 mm) et majorée selon S (14 mm). Différentes raisons peuvent expliquer ces écarts : lasimplification du problème à un unique domaine homogène, l'incertitude sur les constantesd'élasticité, l'incertitude sur les orientations des grains due aux mesures et au fait que lastructure évolue légèrement selon la position sur l'axe de soudage.

Le faisceau calculé est un peu moins large que le faisceau expérimental. L'origine de cetécart peut venir du diamètre du récepteur (la réception n'étant pas simulée dans le calcul) maispeut aussi être lié aux différentes incertitudes évoquées ci-dessus.

Onde LOnde TOnde QL

A (pts) A (pts)

T T

8 74 16 82


106

Une description plus fine tenant compte des légères variations d’inclinaison des grains,non seulement dans le sens travers mais aussi dans le sens de soudage, permettraitéventuellement d'améliorer les résultats. Toutefois, avec l'hypothèse d'un seul domainehomogène pour décrire cette soudure académique, la prévision théorique des perturbationsobservées expérimentalement est tout à fait satisfaisante.

T

S

Figure 3.4 : Etude en L0 dans la soudure D704 - Cscan calculé avec CHAMPSON 3D

3.3 Etude expérimentale en mode échographique sur des trouscylindriques

3.3.1 Présentation des essais

Deux trous cylindriques de diamètre 2 mm sont implantés parallèlement au sens desoudage sur toute la longueur des blocs respectivement à 20 et 40 mm de profondeur (Figure3.5). Une zone de balayage en peau externe est alors définie pour obtenir une cartographie duchamp rayonné en mode échographique. La position des traducteurs est telle que les défautsseront vus selon leurs génératrices. Le mode de déplacement du traducteur est identique àcelui du récepteur lors des essais en transmission (Figure 3.1) : incrémentation selon le sensde soudage et balayage selon l'axe T perpendiculaire au sens de soudage.

Nous présentons dans les paragraphes suivants les résultats obtenus avec différentstraducteurs monoéléments à une fréquence centrale de 2.25 MHz et ayant une réponsefréquentielle large-bande.

Position dutransducteur


107

Métal debase

Traducteur L0

DéfautSoudure

Faisceaux

Grains colonnaires

TraducteurL45 et L60

40 mm

20 mm

10 mm 10 mm

∆∆∆∆T > 0

Sens de soudage

+

-

Figure 3.5 : Principe des essais en échographie pour les soudure D703 et D704 et conventionpour les signes des angles

Pour comparaison, des acquisitions ont aussi effectuées sur un bloc de référence en acier316L isotrope (réf. T12ref1). Ce bloc, qui contient cinq trous vus suivant des génératrices àdes profondeurs de 20, 25, 30, 35 et 40 mm, a aussi permis d'étalonner les traducteurs,notamment pour déterminer leur angle d'incidence dans ce bloc.

Les principales caractéristiques des traducteurs sont indiquées dans le Tableau 3.3.

Tableau 3.3 : Caractéristiques des traducteurs monoéléments pour l'étude en échographie

Traducteur Type d'onde Dimensions de lapastille (mm)

Fréquence (MHz)

Panamétrics V106 L0 ∅ 13 2.25

Krautkramer 59CW L45 ∅ 20 2.25

Krautkramer 59CW L60 ∅ 20 2.25

Vinçotte ST452B21 T45 15*15 2

3.3.2 Résultats pour les ondes de compression

Des exemples de différents types de visualisation pour le contrôle en L45 du bloc D704sont présentés Figure 3.6. Les vues Cscan et Bscan ont été seuillées à -18 dB par rapport àl’amplitude maximale.


108

a)

b)c)

Figure 3.6 : Visualisations des données ultrasonores pour l'acquisition en L45 dans le blocD704 - a) Cscan - b) Ascan pour le défaut à 20 mm de profondeur - c) Bscan

Tout d'abord, les deux défauts sont détectés dans tous les cas de contrôle avec desrapports signal sur bruit10 élevés et supérieurs à 8 dB.

Pour le traducteur en L0, les rapports signal sur bruit dans la cale de référence sontrespectivement pour les défauts à 20 et 40 mm de profondeur de 31 dB et de 24 dB. Des pertesde 6 dB pour la soudure D704 et de 10 dB pour la soudure D703 sont relevées. Par ailleurs,une perte d'amplitude de 4 dB environ par rapport à la cale de référence est relevée pour lesdeux maquettes et les deux défauts. Ces résultats sont probablement liés aux phénomènes dediffusion des ondes dus aux tailles de grains importantes, auxquels viennent s’ajouter deseffets de défocalisation du faisceau déjà mis en évidence par les essais en transmission sur lebloc D704 pour cette configuration de contrôle (propagation quasi-parallèle aux grainscolonnaires). Des acquisitions avec deux traducteurs en L0 à 0.5 et 1 MHz n'ont pas amélioréles caractéristiques en détection, les rapports signal/bruit étant même moins élevés pourl'ensemble des blocs.

Les traducteurs à incidence oblique (L45 et L60) permettent d’obtenir des performancesde contrôle dans le bloc D704 similaires à celles du bloc de référence. Comme cela avait déjàété constaté pour l'essai en transmission en L45 sur ce bloc, les effets de focalisation dufaisceau (pour ces traducteurs et ces profondeurs de contrôle) compenseraient en échographiela rétrodiffusion des ondes par la structure. On trouve notamment pour le traducteur en L60une largeur à -6 dB égale à 11 mm pour le défaut à 40 mm de profondeur contre une largeurde 31 mm pour le même défaut dans la cale de référence.

Les performances de ces traducteurs baissent toutefois dans le bloc D703, avec des pertesde 6 dB au niveau des rapports signal/bruit. Il est possible que ce bloc présente un caractèrediffusant plus marqué du fait d'une structure plus grossière et plus hétérogène.

10 Le bruit est défini comme la valeur maximale de l'écho le plus intense autre que les échos liés à un défaut ou àla géométrie.

Amplit

tt

TT

S

Défaut à40 mm

Défaut à20 mm

Défaut à40 mm

Défaut à20 mm


109

Discussion sur les résultats en terme de déviation et de temps de parcours :

Les valeurs de déviations fournies dans le Tableau 3.4 et le Tableau 3.5 représententl'écart entre la position en balayage du traducteur pour laquelle l'amplitude de l'écho enréflexion sur le défaut est maximale lors du contrôle des soudures et la même position pour lecontrôle sur la cale de référence. Le sens positif choisi (∆T>0) pour les déviations est indiquésur la Figure 3.5. Il est à noter que ces essais n'apportent pas de renseignements sur leséventuelles déviations selon le sens de soudage. L'écart en temps relevé est, comme pour lesessais en transmission, la différence des temps de parcours des ondes réfléchiesrespectivement pour des trajets dans la soudure et dans la référence en acier isotrope.

Tableau 3.4 : Valeurs des déviations et des écarts en temps entre les acquisitions dans lasoudure D704 et la référence pour des contrôles en ondes de compression

Type d'onde Déviation/référence (mm) Ecart en temps/référence (µµµµs)Défaut à 20 mm Défaut à 40 mm Défaut à 20 mm Défaut à 40 mm

L0 - 2,25 MHz 6 15 0.25 1L45 - 2,25 MHz -7 -8 0.95 0.6L60 - 2,25 MHz -1 9 -0.82 -4.05

Tableau 3.5 : Valeurs des déviations et des écarts en temps entre les acquisitions dans lasoudure D703 et la référence pour des contrôles en ondes de compression


L0 - 2,25 MHz 6 14 0.05 0.60L45 - 2,25 MHz -8 -15 1.1 2.70L60 - 2,25 MHz -2 -3 -0.25 -0.25

Comme cela avait déjà été constaté lors des essais en transmission, des temps de vol pluslongs et des déviations angulaires marquées sont relevés en L0. En effet, ce cas de contrôlecorrespond à une configuration où l'angle entre la direction de propagation et les grains vautenviron 5° pour la soudure D704 et 15° pour la soudure D703. Or la théorie indique alors quepour ces valeurs d'angles et de constantes d'élasticité, les déviations angulaires entre lesdirections du faisceau d'énergie et du vecteur d'onde sont maximales et comprises entre 15 et20° (cf Figure 1.13).

Les valeurs de déviation en L0 sont identiques pour les deux blocs alors que lesinclinaisons des grains dans le sens travers sont différentes. Ceci confirme les conclusions duparagraphe 2.4.2.4 montrant que l'anisotropie est un peu plus marquée pour la soudure D704(pour des tenseurs d'élasticité identiques, la déviation aurait été plus importante pour lasoudure D703 qui présente des grains un peu plus inclinés).

D’autre part, les valeurs de déviation dans le sens travers pour le bloc D704 et le défaut à40 mm sont plus importantes que pour l’étude en transmission alors que la profondeur depénétration est moins importante. L’explication vient du fait que les zones insonifiées sontdifférentes : la zone centrale de la soudure présente, d’après les observations


110

métallographiques, des inclinaisons des grains moins importantes que celles de la zoneinsonifiée lors des essais en mode échographique.

Enfin, des acquisitions avec des traducteurs à 0.5 et 1 MHz ont conduit à des écarts entemps et à des valeurs de déviation très proches de celles trouvées à 2.25 MHz. Ceciconfirmerait le caractère dispersif peu marqué du matériau dans la gamme de fréquencecouramment utilisée en contrôle.

Pour les incidences à 45 et 60°, les comportements diffèrent selon la soudure. Pour lebloc D704, les deux configurations conduisent à des déviations faibles compte-tenu des trajetsparcourus. En L60, comme les grains sont quasiment verticaux dans la zone centraleinsonifiée pour détecter le défaut à 40 mm, la déviation angulaire est de l'ordre de 5° (cfFigure 1.13). La position du traducteur donnant l'écho maximal est alors rapprochée parrapport au cas isotrope et, par conséquent, le trajet et le temps de parcours sont moinsimportants.

L'essai en L45 confirme de plus que les différentes zones insonifiées ne présentent pas lesmêmes textures selon le défaut à détecter. En effet, les déviations en balayage sont égalesalors que la profondeur diffère, donc les déviations angulaires ne sont pas les mêmes.

Pour le bloc D703, l'inclinaison des grains étant comprise entre 10 et 15° au centre de lasoudure, le capteur en L60 conduit à une propagation à 45° des grains (Figure 3.5) et donc àdes déviations minimes. En contrepartie, le contrôle en L45 donne des résultats éloignés deceux de la référence.

Enfin, les fluctuations des valeurs selon la ligne de balayage étudiée sont très faibles. Ontrouve ainsi, pour l'ensemble des acquisitions, un écart-type maximal de 1 mm pour laposition en balayage. Ceci est bien illustré sur le Cscan de la Figure 3.6 et confirme lesobservations métallographiques dans le plan de coupe parallèle au sens de soudage surlesquelles la structure apparaissait relativement homogène. En ce qui concerne les temps deparcours, l'écart-type n’est là encore pas significatif (de 0.1 µs en L0 à 0.25 µs en L60).

Visualisation des Bscans vrais :

Ce type de visualisation permet le repositionnement du défaut à la fois selon l'axe debalayage et selon la profondeur. Le temps, représenté sur le Bscan classique, est alorsremplacé en ordonnée par la profondeur sur le Bscan vrai. Cette opération nécessite deconnaître les quatre paramètres suivants : l'angle de réfraction dans la pièce à contrôler, lavitesse de propagation, le point d'émergence et le temps de retard (défini comme le temps deparcours du rayon central entre la pastille et l'interface d'entrée) du traducteur. Il est à noterque cette visualisation n'est valable que pour des matériaux à structures homogènes. Elle estdonc applicable aux deux soudures académiques en faisant à nouveau l'hypothèse qu'ellesprésentent des grains orientés selon une direction unique dans le plan de balayage. Nousrappelons que, d'après le chapitre 2, cette hypothèse est en partie justifiée, même si lesrésultats de déviation du paragraphe précédent ont montré que l'orientation des grains diffèrelégèrement selon la zone de localisation du défaut.


111

Les points d'émergence et le temps de retard sont déterminés d'après l'étalonnage sur lebloc de référence T12ref1. Par contre, la vitesse et l'angle de propagation, qui sont en faitrelatives au faisceau d'énergie puisque le matériau est anisotrope, sont déterminés à partir dela relation (1.13) du paragraphe 1.2.4. Cette relation implique de connaître l'orientation desgrains (prise égale à la valeur moyenne mesurée par analyse d'images dans la zone centrale) etles constantes d'élasticité. Pour ces dernières, nous choisirons les valeurs évaluées parméthode ultrasonore et indiquées dans le Tableau 2.12. Les valeurs de vitesse d'énergie etd'angle de propagation alors calculées pour chaque bloc sont fournies dans le Tableau 3.6. Laconvention adoptée pour les signes des angles est indiquée sur la Figure 3.5.

Tableau 3.6 : Angles de propagation et vitesses d'énergie dans les blocs D703 et D704

Bloc D703 D704

Type d'onde L0 L45 L60 L0 L45 L60

Angle de propagation duflux d’énergie (°)

-14 54 60.6 -14 50.9 55.9

Vitesse d'énergie (m/s) 5614 5999 6040 5381 6211 6181

Les erreurs effectuées sur les positionnements des défauts pour les deux soudures et pourles trois cas de contrôle sont indiquées dans le Tableau 3.7 (G1 et G2 correspondentrespectivement aux défauts à 20 et 40 mm de profondeur). On constate que les défauts sontglobalement positionnés avec une précision satisfaisante et surtout bien meilleure qu'enprenant un acier isotrope comme référence. En effet, pour ce dernier, le Tableau 3.4 indiqueque des décalages en balayage de 8, 9 et 15 mm respectivement en L45, L60 et L0 auraient ététrouvés pour le défaut à 40 mm de profondeur implanté dans le bloc D704.

Des erreurs plus conséquentes sont toutefois constatées en L0 pour les positionnementsen balayage des défauts à 40 mm et en L60 pour les positionnements en profondeur desmêmes défauts. Elles sont d'une part liées aux incertitudes sur les quatre paramètres (pointd’émergence, retard, angle et vitesse de propagation) fournis au logiciel et d'autre part àl'approximation faite quant à l'homogénéité des structures. Nous verrons dans le paragraphe3.4 consacré à la modélisation l'influence de l'orientation des grains et des valeurs deconstantes d'élasticité sur les résultats.


112

Tableau 3.7 : Positionnement des défauts sur les Bscans vrais en prenant en comptel'anisotropie des soudures (G1 = défaut à 20 mm de profondeur ; G2 = défaut à 40 mm deprofondeur)

Bloc D703 D704

Type d'onde L0 L45 L60 L0 L45 L60

Défaut G1 G2 G1 G2 G1 G2 G1 G2 G1 G2 G1 G2

Erreur sur la profondeurlue (mm)

-0.5 -1.0 1 -1 1.5 -2.5 0.0 0.0 -0.5 -1 -0.5 -3.5

Erreur sur la positionselon l’axe T (mm)

2.5 6.5 -0.5 1 -3 0.5 2.0 5.0 0.0 -0.5 -2 -1

3.3.3 Résultats pour les ondes de cisaillement

Le capteur en onde T45 n'a été testé que sur le bloc D704. Les défauts sont détectés, avecdes rapports signal sur bruit toutefois plus faibles que pour l'onde L45 (15 dB pour la cale deréférence et 9 dB dans la soudure). La relative homogénéité de la soudure semble limiter ladiffusion, connue pour être très importante avec ce type d'onde lorsque le trajet ultrasonoredans la soudure est important. Le bruit de structure est d'ailleurs, de manière inattendue, plusfaible dans la soudure que dans le métal de base (Figure 3.7- vue a)). En première hypothèse,on peut envisager, du fait de l’anisotropie des soudures, un mécanisme de diffusion pluscomplexe qui engendrerait une directivité des ondes de cisaillement rétrodiffusées.

D'autre part, on relève la présence d’échos parasites légèrement plus éloignés en tempsque l'écho de réflexion du défaut à 40 mm de profondeur (Figure 3.7- vue a)) . Ces derniers nesont pas dus à des réflexions directes sur le fond plat de la pièce car l'angle réel de réfractiondans la soudure est de 36° d'après la loi de Snell-Descartes (l'étude théorique sera traitée dansle paragraphe 3.4.2). Les origines de certains de ces échos pourraient s'expliquer par desréflexions indirectes sur les deux défauts. Les autres réflexions seraient en première hypothèsela conséquence du phénomène d'échos de ligne déjà mise en évidence pour des ondes decompression à 45° [AHM 98]. Dans notre cas, il s'agirait au niveau des interfaces desdernières passes d'une transformation d'une onde T36 en une onde T0 ou L0 qui se réfléchiraitsur le fond plat puis se retransformerait en onde T36.

L’écho du défaut à 20 mm est plus complexe que celui du défaut à 40 mm car deuxmaxima sont parfois trouvés selon la ligne de balayage analysée. D'après les observationsmétallographiques, le défaut à 20 mm est situé dans une zone plus proche du chanfrein où leschangements d'orientation des grains sont plus fréquents.

Remarque : on notera, bien que cet aspect ne rentre pas dans le cadre de l'étude, quel’application d’un module de traitement du signal basé sur une algorithme de déconvolutiondisponible dans le logiciel CIVA 5.0 permet une meilleure distinction des échos (Figure 3.7-vue b)).


113

a) b)

Figure 3.7 : Vue Bscan de l’acquisition en T45 dans la soudure D704 - a) sans traitement dusignal - b) après traitement du signal

En ce qui concerne les déviations, les valeurs relevées sont très importantes (Tableau 3.8)puisque l'énergie du faisceau se propage à un angle proche de 0° par rapport à la verticale aulieu de l'angle de 45° attendu dans un milieu isotrope. De ce fait les temps de parcours sontbeaucoup plus courts. Ces déviations expérimentales sont là encore en accord avec la théorie(cf paragraphe 3.4.2 pour plus de détail). De fortes erreurs sur le positionnement des défautssont donc à prévoir lors d'un contrôle en T45 de ce type de soudure.

Tableau 3.8 : Valeurs des déviations et des écarts en temps entre les acquisitions dans lasoudure D704 et la référence pour des contrôles en ondes de cisaillement à 45°


T45 - 2 MHz 23 46 -8.95 -16.15

3.4 Etude en modélisation avec ULTSON 2D

Pour ce type de soudure, la modélisation 2D présente un intérêt plus limité. En effet,l’étude relative aux Bscans vrais en considérant en première approximation une soudurecomme un seul milieu anisotrope et homogène, a permis de positionner les défauts avec uneprécision satisfaisante.

Toutefois, afin d'encore améliorer la précision des résultats, cette étude en modélisationva permettre d’utiliser une description plus fine des soudures austénitiques tirée du modèleprésenté au chapitre 2. L’autre objectif de cette étude sera d’évaluer la sensibilité des résultatssur les déviations et écarts temporels mis en évidence dans le paragraphe 3.3.2 par rapport auxparamètres d’entrée fournis en modélisation (constantes d’élasticité, orientationcristallographique des grains, taille et forme des domaines anisotropes et homogènes...).

Défaut à 20 mm

Défaut à 40 mm

Echos parasites

Bruit destructure dansle métal de base


114

Certains cas de contrôle exposés dans le paragraphe précédent sont modélisés avecULTSON 2D : contrôles en onde L0 sur les soudures D703 et D704, en onde L45 sur lasoudures D703 et en onde T45 sur la soudure D704. Pour ce dernier cas, on espère que lamodélisation aidera à l'dentification de certains échos parasites.

Plusieurs calculs sont effectués en faisant varier les paramètres évoqués ci-dessus.Comme pour les essais expérimentaux, des calculs dans un domaine isotrope caractérisé parles vitesses mesurées dans le métal de base en acier austénitique forgé sont pris commeréférences.

3.4.1 Bilan des calculs en L0 et L45

Les valeurs d’orientation des grains sont déterminées par le traitement d’analyse d’imagesdans le plan transversal au sens de soudage (plan (TV)). Les résultats présentés par la suiteconcernent une description en domaines carrés considérés comme homogènes de côté 5 et 4mm respectivement pour les blocs D70411 et D703 (Figure 3.8). Sur cette figure, ω représentel'angle d'inclinaison de l’axe de fibre par rapport à la verticale pour chaque domaine carré. Lesvaleurs des quatre constantes d'élasticité, liées au repère défini par la texture cristalline locale,sont supposées invariantes d'un domaine à l'autre.

Figure 3.8 : Description en domaines carrés de la soudure D704 pour les calculs avecULTSON2D et orientations de l'axe de fibre (définies par ω) dans chaque domaine

11 Nous rappelons que cette soudure devrait théoriquement être traitée par un cas 3D, comme le montrent lesessais en transmission du paragraphe 3.2. Toutefois, comme nous ne nous intéressons ici qu’aux déviations selonl’axe T et comme l’inclinaison de l’axe de fibre dans le sens de soudage reste faible, nous nous placerons dansune hypothèse 2D où le plan de balayage (TV) est un plan principal.

Défauts

T

V

Orientation del'axe de fibredans chaquedomaine

ωωωω


115

3.4.1.1 Influence des valeurs de constantes d’élasticité

Les différents jeux testés sont :

- jeu 1 et 2 : déterminés respectivement pour les soudures D704 et D703 à partir desmesures de vitesses ultrasonores et en supposant que le plan de balayage est aussi un planprincipal de la symétrie orthotrope. Nous rappelons que ces valeurs sont fournies dans leTableau 2.12 ;

- jeu 3 : déduit de valeurs de constantes du monocristal et des coefficients de la FDOCrelatifs à une symétrie polycristalline isotrope transverse parfaite (C22 = 262.5 GPa, C33 = 216GPa, C44 = 129 GPa et C23 = 145 GPa) ;

- jeu 4 : déterminé à partir de mesures de vitesses ultrasonores en transmission au contactsur des éprouvettes usinées dans différents plans d’un revêtement en acier austénitique 304L[DEL 86] (C22 = 250 GPa, C33 = 250 GPa, C44 = 91.5 GPa et C23 = 180 GPa).

Pour la soudure D704, les résultats en L0 montrent que le choix de constantes peutentraîner des erreurs conséquentes sur la prévision de la déviation des ondes ultrasonores(Tableau 3.9). Les jeux 1 et 3 donnent les résultats les plus proches de l’expérience. Avec cesdeux jeux, la précision sur le positionnement selon l'axe T du défaut à 40 mm de profondeurest un peu améliorée par rapport à l'étude sur le Bscan vrai (erreur de 2 mm avec unedescription en plusieurs domaines anisotropes homogènes contre 5 mm avec un seul milieuanisotrope).

Le jeu 4 entraîne une erreur de 10 mm pour le défaut à 40 mm de profondeur. Unecomparaison entre courbes échodynamiques calculées et expérimentale est donnée Figure 3.9.

Les erreurs sur les écarts temporels sont au maximum de 0.3 µs pour les jeux 1 et 3, cequi entraîne une erreur de 1 mm peu significative pour le positionnement en profondeur d’undéfaut.

Tableau 3.9: Comparaison calcul/expérience pour le contrôle en L0 sur les défauts situés à 20et 40 mm de profondeur dans la soudure D704

D704 - L0 Déviation/référence (mm) Ecart en temps/référence (µµµµs)Défaut à 20 mm Défaut à 40 mm Défaut à 20 mm Défaut à 40 mm

Expérience - 2 MHz 6 15 0.25 1Calcul - Jeu 1 5 13 0.5 1.3Calcul - Jeu 3 5 13 0.55 1.3Calcul - Jeu 4 2 4 0.05 0.2


116

Figure 3.9 : Contrôle en L0 de la soudure D704 - comparaison entre courbes échodynamiquesexpérimentale et calculées pour les jeux de constantes d'élasticité 1 et 4.

Les calculs en L0 sur la soudure D703 confirment les résultats précédents : les jeux 2 et 3donnent des résultats proches de l’expérience alors que l'erreur commise avec le jeu 4 est plusconséquente (Tableau 3.10).

Tableau 3.10 : Comparaison calcul/expérience pour le contrôle en L0 sur les défauts situés à20 et 40 mm de profondeur dans la soudure D703

D703 - L0 Déviation/référence (mm) Ecart en temps/référence (µµµµs)Défaut à 20 mm Défaut à 40 mm Défaut à 20 mm Défaut à 40 mm

Expérience - 2 MHz 6 14 0.05 0.6Calcul - Jeu 2 4 11 0.3 0.8Calcul - Jeu 3 6 16 0.25 0.8Calcul - Jeu 4 3 8 -0.1 0

Nous nous intéressons aussi au cas de contrôle en L45 sur la soudure D703 qui donnaientdes déviations expérimentales conséquentes par rapport à la référence. Nous ne présentonsque les résultats concernant le défaut à 40 mm de profondeur (Tableau 3.11). En effet, pourcette incidence et bien que la traversée de soudure soit relativement importante, les différentsjeux testés donnent des résultats quasi-équivalents. Comme attendu, la trajectoire et la vitessedes ondes quasi-longitudinales, pour une propagation à environ 45° des grains, sont donc peusensibles à des variations des constantes d'élasticité.

Tableau 3.11 : Comparaison calcul/expérience pour le contrôle en L45 sur le défaut situé à 40mm de profondeur dans la soudure D703

D703 - L45 - trou à 40 mm Déviation/référence (mm) Ecart en temps/référence (ms)Expérience - 2 MHz -15 2.7

Calcul - Jeu 2 -13 2.35Calcul - Jeu 3 -14 2.6Calcul - Jeu 4 -14 2.25

Défaut 40 mm

Défaut 20 mm

Jeu 1

Jeu 4


117

3.4.1.2 Influence de l’orientation des grains

Pour le bloc D704, les zones insonifiées lors du contrôle en L0 présentent une orientationmoyenne des grains d’environ 5° par rapport à la verticale. Une erreur de 5° pourrait conduireà une modélisation avec des grains verticaux. La déviation trouvée serait alors nulle (casd’une propagation parallèle à l’axe des grains colonnaires) et donc non représentative de laréalité.

Nous présentons d'autre part des résultats relatifs au contrôle en L45 sur la soudure D703.Trois calculs ont été effectués avec le même jeu de constantes d’élasticité (jeu 2 présenté dansle paragraphe précédent) et la même description de soudures :

- calcul 1 : orientations des grains mesurées par analyse d’images ;

- calcul 2 : ajout de 5° à l’inclinaison des grains par rapport à la verticale ;

- calcul 3 : diminution de 5° de l’inclinaison des grains par rapport à la verticale .

Les résultats (Tableau 3.12) montrent que ce paramètre influe de façon significative sur lapropagation des ultrasons dans le matériau. Des valeurs tout à fait cohérentes avecl’expérience sont obtenus pour le calcul 1, tandis que les calculs 2 et 3 conduisentrespectivement à une surestimation et à une sous-estimation de la déviation et du retard entemps par rapport au calcul de référence.

Tableau 3.12 : Comparaison calcul/expérience pour le contrôle en L45 sur le défaut situé à40 mm de profondeur dans la soudure D703 - Etude de la sensibilité à l’orientation des grains

D703 - L45 - trou à 40 mm Déviation/référence (mm) Ecart en temps/référence (ms)Expérience -15 2.70

calcul 1 -13 2.35calcul 2 -19 4.10calcul 3 -9 1.32

3.4.1.3 Influence de la taille et de la forme des domaines anisotropes

Pour ces soudures, une description en un nombre réduit de domaines anisotropes avec desinterfaces plus représentatives de la structure réelle, ne modifie que très peu les résultatsobtenus avec la première description. Ceci n'est pas surprenant car les structures sontsuffisamment homogènes pour être décrites par des domaines de grandes tailles.

Nous ne conclurons donc pas à partir de cette d’étude sur l’influence conjuguée dunombre de domaines et de l’orientation des interfaces sur la propagation des ultrasons. Nousnoterons juste que la soudure D703 présente plus d’hétérogénéités locales que la soudureD704. En effet, la structure de la première nécessite une description en une douzaine dedomaines alors que la seconde peut être entièrement décrite à partir de sept domaines, dont undomaine recouvrant la globalité de la zone centrale.


118

3.4.2 Etude en T45 dans la soudure D704

Un calcul est effectué avec le jeu 1 de constantes d'élasticité et une description en septdomaines homogènes. Le Bscan calculé (Figure 3.10 - a)) met en évidence cinq échos. Leséchos 1 et 2 sont identifiés comme des réflexions directes sur les défauts situés à 20 et 40 mmde profondeur.

Le Tableau 3.13 fournit les valeurs des déviations et des écarts en temps par rapport à laréférence pour les échos 1 et 2. La corrélation entre l'expérimentation et le calcul théorique estlà aussi très satisfaisante. Les écarts entre les deux approches sont plus importants que pourl'étude des ondes de compression, mais ils restent faibles relativement aux fortes perturbationsconstatées.

Tableau 3.13 : Comparaison calcul/expérience pour le contrôle en T45 sur les défauts situés à20 et 40 mm de profondeur dans la soudure D704

D704 - T45 Déviation/référence (mm) Ecart en temps/référence (µµµµs)

Défaut à 20 mm Défaut à 40 mm Défaut à 20 mm Défaut à 40 mmExpérience 23 46 -8.95 -16.15

Calcul 24 40 -9.00 -15.25

La trajectoire du faisceau d’énergie des ondes de cisaillement est quasi-verticale alorsqu’elle était initialement prévue à 45° dans un acier austénitique isotrope. Ce phénomènes’explique simplement de manière géométrique après application de la loi de Snell-Descartes.La Figure 3.11 représente la surface des lenteurs de l’onde transversale pour le métal de base(VT = 3080 m/s) et celle de l’onde quasi-transversale à polarisation verticale pour la soudureausténitique. Les axes de symétrie dans la soudure sont désorientés de 4°, ce qui correspond àl’inclinaison moyenne des grains dans la zone traversée. Pour une onde incidente de 45° dansle matériau isotrope, le vecteur d’onde de l’onde réfractée quasi-transversale (onde 1) fera un

angle de 36.5° par rapport à la verticale (repéré par le vecteur r

V1 ). Par contre la direction du

faisceau d’énergie est orientée à environ -1° de la verticale (repérée par le vecteur r

Ve1 ).

D'autre part, des échos situés plus loin en temps que l’écho de réflexion directe sur lagénératrice à 40 mm de profondeur sont visibles sur le Bscan calculé. Leurs caractéristiquesen position en balayage et en temps pourraient correspondre à certains des échos parasitesobservés expérimentalement sur la Figure 3.7.

Pour comprendre l’origine de ces échos, différents calculs pour une position fixe dutraducteur relative à l’amplitude maximale sont lancés. Des calculs en supprimant le défaut ouen modifiant les conditions de réflexion au niveau des frontières12 du domaine de calculpermettent de déterminer si l’écho est dû au défaut, à la géométrie ou à une combinaison desdeux. Le recalage en temps et une visualisation des fronts d’ondes à différents instants depropagation permettent d’autre part d’identifier parmi l’ensemble des ondes de réflexion celle

12 On a le choix entre deux types de conditions. Une condition de contraintes normales nulles (frontière dite libre)traduit une réflexion du signal. Une frontière absorbante laissera passer les ondes de directions quasi-normales àla frontière.


119

qui est à l’origine de l’écho. Enfin les polarisations des ondes peuvent être déterminées àpartir des vitesses de propagation ou des formes des surfaces d’onde.

Ainsi, nous identifions les échos 3 et 4 de la Figure 3.10 a) comme des réflexionsindirectes respectivement sur les génératrices à 40 et 20 mm de profondeur. La Figure 3.10 b)schématise le trajet suivi par les ondes et aboutissant à l'écho 3. L’onde réfractée à l’interfaced’entrée va se réfléchir sur le fond de la pièce. Les propriétés de l’onde réfléchie seront lessuivantes (cf Figure 3.11) : vecteur d’onde (ou vitesse de phase) orienté à -34° par rapport à laverticale et faisceau d’énergie orienté à -9.5°. Cette onde réfléchie va alors interagir avec ledéfaut à 40 mm pour renvoyer une onde de caractéristiques identiques à l’écho de réflexiondirecte sur le défaut.

Trois images instantanées pour des temps de propagation croissants (Figure 3.10 - c) àFigure 3.10 e)) permettent de suivre l'évolution du champ ultrasonore avec l'apparition desdifférentes ondes. L'origine des temps correspond à l'entrée des ultrasons dans la pièce. Surl'image instantanée d), la diffraction sur le défaut fait notamment apparaître les surfacesd'onde des ondes QL et QTV, dont une représentation est donnée Figure 1.15.

Pour l’instant, l’écho 5 n’a pas été identifié. A priori, d’après ses positions en balayage eten temps, il correspondrait au trajet suivant : rebond sur le fond - rebond sur le défaut -deuxième rebond sur le fond - retour au traducteur.

Que ce soit avec la description en sept domaines ou avec une description avec un plusgrand nombre d’interfaces (domaines carrés de 5 mm), les autres échos parasites présents surle Bscan expérimental n'apparaissent pas en modélisation. Cela semble accréditer la thèse detransformations de mode à l'interface entre deux passes au niveau des couches proches dufond de la pièce, qui nécessiterait d'introduire la forme de la passe dans la description de cettezone de la soudure.


120

a)

b)

c)

d)

e)

Figure 3.10 : Résultats obtenus avec ULTSON 2D pour le contrôle en T45 de la soudure D704- a) Image Bscan - b) Schéma du trajet suivi par les ultrasons pour l’écho 3 - c), d) et e)Images instantanées des déplacements en chaque point de calcul pour la position de traducteurcorrespondant aux échos 2 et 3 : tc = 13 µs, td = 19 µs et te = 25 µs

Echo 1

Echo 2

Echo 3Echo 4

Echo 5

Soudure

Métal de base

Direction de contrôle

Réflexion surle fond

Réflexionsur le fond

Onde QTV réfléchiesur le trou à 40 mm(écho2)

Onde QL réfléchiesur le trou à 40 mm

Onde QTV incidente

2ème Réflexionen onde QTV

sur le trou(écho 3)


121

Figure 3.11 : Tracés des surfaces des lenteurs des ondes de cisaillement pour le métal de baseet pour la soudure austénitique D704 - Directions des vitesses de phase et d'énergie de l'onderéfractée à l’interface (onde 1) et de l’onde réfléchie sur le fond de la soudure (onde 2)

ULTSON2D permet donc de rendre compte des phénomènes de déviation importantsobservés lors de traversées de soudure conséquentes en ondes QTV. Il permet aussid’expliquer la présence de certains échos parasites observés expérimentalement etspécifiquement liés à l’anisotropie du matériau.

3.4.3 Conclusion

D’après les études en ondes QL, le paramètre influant le plus sur la propagation desultrasons serait l’orientation des grains au sein de la structure . On a ainsi constaté que delégères variations, que ce soit en L45 ou en L0 pouvaient conduire à des variations sensiblesde déviations.

Toujours pour les ondes QL, l’influence des valeurs des constantes d’élasticité n’est apriori sensible que pour des propagations selon des directions proches de l’axe d’élongationdes grains (contrôle en L0 des soudures dites homogènes par exemple). Deux jeux deconstantes, l’un tiré de la caractérisation structurale et l’autre de la littérature, permettentd’approcher au mieux les résultats expérimentaux.

L'étude avec les ondes QTV a confirmé que ces ondes étaient les plus sensibles àl’anisotropie, avec pour conséquence de fortes déviations et l'apparition d'échos parasites.Certains d'entre eux ont pu être identifiés à partir de calculs avec ULTSON 2D et avec unedescription réaliste de la soudure.

rVe2

Interface

Onde 1

Onde 2

rV1

rV2

Onde incidente à45°

rVe1

Métal de base

Soudure


122

3.5 Prise en compte du coefficient d'atténuation dans les codes decalcul

3.5.1 Objectifs

Nous rappelons que le coefficient d'atténuation reflète essentiellement la diffusion auxjoints de grain dans la structure (cf paragraphe 1.4). Si ce coefficient n'est pas pris en compteen modélisation, les deux contributions à l'atténuation globale seront la divergence dutraducteur et les conversions de mode aux interfaces entre les différents domaines anisotropes.

L'étude bibliographique a montré que, à l’instar des vitesses ultrasonores, le coefficientd'atténuation des ondes présente un caractère anisotrope (cf paragraphe 1.4.2). L’objectif estdonc à terme d’introduire dans chaque domaine anisotrope homogène du calcul un coefficientd’atténuation particulier dépendant de l’angle entre la direction de propagation et l’orientationdes grains. Dans la dernière version d'ULTSON 2D, il est possible d'introduire un coefficientd’atténuation unique (exprimé en dB/mm) valable pour les milieux homogènes.

Dans un premier temps, des mesures expérimentales sont nécessaires afin de vérifier lesrésultats théoriques et expérimentaux de la littérature (atténuation minimale pour unepropagation à 0° des grains et maximale pour une propagation à 90°). Ces mesures ont étéréalisées à l’INSA de Lyon [CLE 00].

3.5.2 Principe des mesures expérimentales

Le dispositif expérimental est celui utilisé pour les mesures de vitesses ultrasonores enincidences variables, excepté que les mesures d’atténuation seront réalisées uniquement enincidence normale (cf Figure L.1 de l’annexe L).

Le principe consiste à acquérir deux signaux en transmission : l’un de référence après unesimple traversée dans l’eau, l’autre en introduisant dans le trajet un échantillon de soudureausténitique. Les traducteurs utilisés sont large-bandes et le récepteur a un diamètresuffisamment grand pour récupérer toute l’intensité transmise (il n’est donc a priori pasnécessaire d’introduire un facteur correctif lié à la divergence). Par contre, pour l’acquisitionavec l’échantillon de soudure, les coefficients de transmission aux interfaces d’entrée et desortie doivent être pris en compte.

Deux émetteurs différents sont utilisés : l’un avec une fréquence centrale à 2.25 MHz,l’autre à 5 MHz.

La théorie montre que le rapport des transformées de Fourier des deux signaux permetd’accéder au coefficient d’atténuation intrinsèque du matériau pour les différentes fréquencescomprises dans le spectre du signal. Les développements théoriques sont donnés en annexe L.Le but étant d’étudier les variations de ces paramètres en fonction de l’orientation des grains,l’usinage de différents échantillons est nécessaire. Trois échantillons prélevés dans la soudure


123

D704 relativement homogène et présentant respectivement des orientations des grains de 0, 45et 90° vis à vis de la direction de propagation des ondes ont été étudiés (Figure 3.12).

Pour comparaison, l’atténuation dans le métal de base a aussi été déterminée.

Grains à 0°

Grainsà 90°

Grainsà 45°

Figure 3.12 : Prélèvement des échantillons pour les mesures d'atténuation

3.5.3 Résultats

Les résultats obtenus sont présentés sur les courbes a) de la Figure 3.13. Pourcomparaison, les courbes b) de cette figure indiquent les valeurs trouvées par les travaux deSeldis [SEL 98] sur le même type de soudure. Nous constatons déjà que les valeurs donnéespar les deux approches sont du même ordre de grandeur avec une atténuation maximale pourune propagation à 90° des grains (environ 0.25 dB/mm pour la soudure D704). Les valeurstrouvées à 0° et 45 ° sont proches et nettement plus faibles qu’à 90° (0.045 dB/mm pour 0° et0.015 dB/mm à 45°).

D’autre part, nos résultats semblent indiquer la présence d'un minimum local proche de45° alors que la théorie énoncée par Ahmed le prévoit plutôt à 0° [AHM 95]. A priori, celaserait dû aux approximations faites dans notre approche sur les coefficients de transmission netenant compte que de l'incidence normale et négligeant une éventuelle réfraction en ondesQTV dans la soudure. D'ailleurs, avec les mêmes approximations, Seldis trouve aussi unminimum local à 30° (courbe en pointillé sur la figure b)). En déterminant les coefficients detransmission pour les angles compris entre 0° et l'angle critique, il aboutit aux valeursreprésentées par la courbe en trait plein, qui deviennent conformes aux résultats théoriquesd'Ahmed.

La valeur d’atténuation dans le métal de base est d’environ 0.025 dB/mm. D'après nosmesures, les écarts entre une propagation dans le métal de base et dans la soudure seront doncsensibles pour des grains orientés entre 60 et 90° par rapport à la direction de propagation.

Enfin, l’atténuation augmente bien avec la fréquence de contrôle (environ 0.05 dB/mm deplus à 5 MHz pour une orientation donnée).


124

0

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,35

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

Angle entre la direction de propagation et l'axe de texture

Att

énu

atio

n (

dB

/mm

)

2,25 MHz

5 MHz

a) b)

Figure 3.13 : Mesures d'atténuation des ondes quasi-longitudinales en fonction de l'orientationde la texture dans des soudures austénitiques - a) valeurs obtenues par le banc de mesureultrasonore ( f = 2.25 MHz et f = 5 MHz) - b) valeurs de la littérature [SEL 98] (f = 1.7 MHz)

Ces premières mesures nous ont permis de confirmer les résultats de la littératureconcernant les lois de variation du coefficient d'atténuation en fonction de la direction depropagation. Elles fournissent notamment des valeurs réalistes à rentrer dans les codes decalcul.

Il est envisagé d'élargir l'étude à un plus grand nombre d’orientations (par exemple 15, 30,60 et 75°) et à des soudures réalisées avec d'autres procédés de soudage et présentant donc desstructures différentes. L'expression des coefficients de transmission devra aussi être corrigée.

3.5.4 Introduction du coefficient d'atténuation en modélisation

Nous présentons dans ce paragraphe un exemple de calcul pour lequel un coefficientd'atténuation est pris en compte dans ULTSON 2D. Le cas choisi est le contrôle en L60 sur lesdeux défauts vus suivant des génératrices implantés dans la soudure D704. En effet, ce cascorrespond à une propagation des ondes à environ 60° de l'axe d'élongation des grains, donc àune contribution importante de la diffusion sur l'atténuation d'après les résultats du paragrapheprécédent. Dans la version actuelle du code, un unique coefficient d'atténuation peut êtreintroduit, mais cette approximation est justifiée pour cette soudure qui présente à cœur unecroissance quasi-unidirectionnelle des grains.

La restriction du problème à un calcul 2D peut avoir une influence sur l'évaluation de ladivergence du faisceau par rapport au cas réel 3D. On note cependant, pour le cas traité que,dans le plan de balayage, les largeurs à - 6 dB des échos de réflexion sur les deux défauts sonttrès proches entre le calcul 2D et l'expérience. On trouve en effet par les mesuresexpérimentales des largeurs de 10 et 31 mm pour la soudure et le métal de base et des largeursde 11 et 28 mm par la modélisation.

Quatre calculs sont effectués : le premier sans coefficient d'atténuation, le second avec lavaleur caractéristique du métal de base (0.025 dB/mm), le troisième avec un coefficient


125

d'atténuation de 0.1 dB/mm représentatif d'une propagation à 60° après extrapolation desmesures expérimentales et le quatrième avec un coefficient de 0.2 dB/mm a priorireprésentatif d'une propagation à 80°. La soudure est décrite en une dizaine de domainesanisotropes de grandes tailles.

Les écarts d'amplitude entre les maxima des échos dus aux réflexions sur les deux troussont déterminés et exprimés en décibels (un écart positif signifiant une intensité ultrasonoreplus faible pour le défaut le plus profond). Les résultats sont présentés dans le Tableau 3.14.

Tableau 3.14 : Ecarts d'amplitude expérimentaux et théoriques entre les maxima des échos dusaux réflexions en L60 sur les deux défauts implantés dans la soudure D704

Expérience Calcul sansatténuation

Calcul avec α =0.025 dB/mm



+8.2 dB +1.2 dB +2.8 dB +5.6 dB +8.0 dB

Ces résultats montrent que, pour cette configuration de contrôle, négliger la contributionde la diffusion en modélisation conduit à sous-estimer de 7 dB l'écart entre les deux maximaet par conséquence à fausser les interprétations. Cet écart est retrouvé en modélisation avec uncoefficient d'atténuation de 0.2 dB/mm. Cette valeur est a priori plus élevée que celle déduitedes mesures expérimentales pour cette configuration de contrôle.

Par ailleurs, il est intéressant de comparer les résultats entre les propagations dans lemétal de base d'une part et dans la soudure d'autre part. Expérimentalement, les écartsd'amplitude entre les maxima pour les deux maquettes sont de -0.6 dB pour le défaut à 20 mmet de 0.0 dB pour le défaut à 40 mm (un écart positif signifie une perte d''intensité ultrasonorepour une propagation dans la soudure). En modélisation, ce résultat est retrouvé enintroduisant un coefficient d'atténuation de 0.025 dB/mm dans le métal de base et uncoefficent de 0.1 dB/mm dans la soudure (Tableau 3.15). Pour cette dernière, une valeur ducoefficient d'atténuation de 0.2 dB/mm conduirait à des intensités inférieures de 6 dB pour lesdeux défauts par rapport aux valeurs trouvées dans le matériau isotrope.

Tableau 3.15: Ecarts d'amplitude pour des calculs en L60 entre les maxima d'un même défautsitué dans le métal de base et dans la soudure D704 - α = 0.025 dB/mm dans le métal de base

Ecarts d'amplitude pour différentes valeurs de α dans la soudure

Profondeur du défaut(mm)

α = 0.025 dB/mm α = 0.1 dB/mm α = 0.2 dB/mm

20 -3.7 +0.9 +6.0

40 -8.0 -0.5 +6.9

Une valeur intermédiaire de 0.15 dB/mm semblerait donc la mieux appropriée poursatisfaire aux différents écarts d'amplitude trouvés expérimentalement.


126

L'introduction d'un plus grand nombre d'interfaces dans la description de la soudure(description en domaines carrés de 5 mm de côté par exemple), ne modifie que très peu lesrésultats en modélisation (différence d'environ 1 dB). Ceci n'est pas surprenant, car leschangements d'orientation au sein de la structure étant très peu marquées, la grande majoritéde l'intensité du faisceau est transmise à la traversée de chaque interface. Cette remarque nesera évidemment plus valable dans le cas de soudures hétérogènes .

3.6 Conclusion

Les différents cas de contrôle sur ces deux soudures dites académiques ont permis demettre en évidence l'influence de l'anisotropie aussi bien sur la déviation que sur l'atténuationdu faisceau. Ils confirment aussi que les ondes quasi-longitudinales sont sensiblement moinsperturbées que les ondes quasi-transversales à polarisation verticale pour une propagationdans le joint soudé.

La connaissance des vitesses et des angles de propagation du flux d'énergie desdifférentes ondes est donc d'un grand intérêt lors du traitement des acquisitions ultrasonores.Ainsi la prise en compte de l'anisotropie pour la visualisation des Bscans vrais a permis derepositionner les deux défauts avec des erreurs beaucoup moins importantes qu'en prenantcomme référence un acier austénitique isotrope.

Cette étude a permis de valider le modèle de description des soudures adopté pour lamodélisation. Une évaluation assez précise de l'orientation de l'axe de forte texture des grainsest notamment recommandée pour limiter les erreurs sur l'estimation du trajet ultrasonore. Deserreurs sur les valeurs de constantes d'élasticité peuvent aussi être préjudiciables pourcertaines directions de propagation.

Une première approche a permis de déterminer la valeur du coefficient d’atténuation desondes QL pour certains angles de propagation dans une soudure anisotrope. La méthode demesure expérimentale demande cependant à être affinée.

CHAPITRE 4. CONTRÔLE DES SOUDURES INDUSTRIELLES

127

CHAPITRE 4

Contrôle des soudures industrielles ducircuit primaire réalisées à l'électrode

enrobée

4. CONTRÔLE DES SOUDURES INDUSTRIELLES RÉALISÉES À L'ÉLECTRODE ENROBÉE......128

4.1 ETUDE EN TRANSMISSION POUR LA SOUDURE EN POSITION À PLAT..............................................................1294.1.1 Résultats expérimentaux en L0 et L45.................................................................................................129

4.1.1.1 Etude en L0....................................................................................................................................................1294.1.1.2 Etude en L45..................................................................................................................................................1324.1.1.3 Conclusions....................................................................................................................................................134

4.1.2 Etude en modélisation avec ULTSON 2D...........................................................................................1344.1.2.1 Résultats en L0...............................................................................................................................................1344.1.2.2 Etude en L45..................................................................................................................................................1374.1.2.3 Conclusions....................................................................................................................................................138

4.2 ETUDE EN TRANSMISSION DANS LES SOUDURES RÉALISÉES EN POSITIONS VERTICALE MONTANTE ET PLAFOND

(D717E ET D717F)...........................................................................................................................................1384.2.1 Résultats expérimentaux en modes L0 et L45 .....................................................................................139

4.2.1.1 Soudure en position verticale montante .........................................................................................................1394.2.1.2 Soudure en position plafond ..........................................................................................................................140

4.2.2 Etude théorique pour la soudure en position verticale montante ......................................................1414.2.3 Conclusions.........................................................................................................................................143

4.3 ETUDE EN ÉCHOGRAPHIE SUR LA SOUDURE EN POSITION À PLAT .................................................................1434.3.1 Etude en mode L0 sur un défaut cylindrique ......................................................................................143

4.3.1.1 Mode opératoire .............................................................................................................................................1434.3.1.2 Résultats expérimentaux ................................................................................................................................1444.3.1.3 Modélisation par Ultson2D............................................................................................................................1454.3.1.4 Conclusions....................................................................................................................................................147

4.3.2 Etude en modes L35, L45 et L60.........................................................................................................1484.3.2.1 Mode opératoire des acquisitions...................................................................................................................1484.3.2.2 Résultats expérimentaux ................................................................................................................................1484.3.2.3 Modélisation par Ultson2D............................................................................................................................150

4.3.3 Etude en mode T45..............................................................................................................................1514.3.3.1 Résultats expérimentaux ................................................................................................................................1514.3.3.2 Modélisation par Ultson2D............................................................................................................................1534.3.3.3 Conclusions....................................................................................................................................................154

4.4 EXEMPLE D'ÉTUDE EN MODÉLISATION D'UN CAS DE CONTRÔLE INDUSTRIEL................................................1544.5 CONCLUSION...............................................................................................................................................158


128

4. Contrôle des soudures industrielles réalisées à l'électrode enrobée


129

Après le contrôle de soudures "académiques" comportant des domaines homogènes degrandes étendues, nous étudions le cas de soudures industrielles rencontrées sur le circuitprimaire des centrales nucléaires. Ces soudures présentent une structure avec une croissanceinhomogène des grains. Le modèle de description de soudures en plusieurs domaineshomogènes doit donc être validé pour ces structures plus complexes.

Nous nous intéresserons en particulier aux maquettes réalisées en position à plat, avec descomparaison entre résultats expérimentaux et résultats de calcul, d'abord en transmission puisen échographie sur des défauts cylindriques. A titre de comparaison, quelques résultatsexpérimentaux obtenus en transmission pour les maquettes en position verticale montante eten position plafond sont fournis. L'étude en modélisation pour ces maquettes sera restreinte àun calcul 2D.

Enfin, un cas de contrôle industriel (détection d'une entaille débouchante) sera traitée enmodélisation.

4.1 Etude en transmission pour la soudure en position à plat

4.1.1 Résultats expérimentaux en L0 et L45

Le mode opératoire des acquisitions est le même que pour l’étude en transmission de lasoudure académique D704 évoquée dans le paragraphe 3.2.2 (émetteur fixe et capteur L0 avecune semelle conique balayant la surface réceptrice). Pour l’émission, le traducteur PanamétricsV106 à 2.25 MHz et de diamètre de pastille égal à 13 mm est utilisé pour les acquisitions enL0. Pour le mode L45, le traducteur Krautkrämer 59CW de 20 mm de diamètre, de fréquencecentrale 2.25 MHz et vissé sur un sabot en Plexiglas est utilisé. Le bloc analysé est référencéD717DX1.

Pour chaque incidence, deux positions de traducteurs, notées P1 et P2 en L0 et P3 et P4en L45, sont étudiées afin d’observer les perturbations dans différentes zones insonifiées. Lefaisceau détecté après une traversée dans le métal de base servira à nouveau de référence.

Les conventions pour les paramètres relevés dans les tableaux de résultats sont identiquesà celles adoptées dans le paragraphe 3.2.2 sur l'étude en transmission de la soudure D704.

4.1.1.1 Etude en L0

L'émetteur est dans un premier temps positionné de telle manière que son pointd'émergence soit situé au centre de la soudure (position P1 indiquée sur la Figure 4.1 a)). Lescaractéristiques du faisceau transmis sont donnés dans le Tableau 4.1. Le pic 1 se référera parla suite au rayon central du faisceau.

Les visualisations de type Cscan et courbe échodynamique correspondantes sont donnéesFigure 4.1 b) et c). La croix et le trait pointillé sur le Cscan indiquent respectivement laposition du point d'émergence et la ligne de balayage pour laquelle a été tracée la courbeéchodynamique. Le trait pointillé sur la courbe échodynamique indique à nouveau la position


130

du point d'émergence. Les grandeurs indiquées en millimètres sur les axes de balayage etd'incrémentation sont toujours relatives au point d'émergence de l'émetteur.

Une courbe échodynamique après translation de l'émetteur de 25 mm dans le sens desoudage est aussi fournie (courbe d)).

L'acquisition dans le métal de base donne un champ rayonné circulaire avec le maximumd'amplitude à l'aplomb du point d'émergence et une largeur à - 6 dB de 13 mm.

a) b)

c) d)

Figure 4.1 : Bloc D717DX1 - Etude en transmission en mode L0 pour la position P1- a)Position du traducteur par rapport à la soudure- b) Cscan (seuillage à -6 dB) - c) Courbeéchodynamique (à S = +3 mm) - d) Courbe échodynamique (à S = -3 mm) après unetranslation de l'émetteur de 25 mm dans le sens de soudage

Tableau 4.1: Bloc D717DX1 - caractéristiques du faisceau transmis en L0 pour la position P1

Pic Perte d'amplit./référence (dB)

∆T/ref (mm) ∆S/ref (mm) ∆t/ref(µs)

larg. - 6 dB en T(mm)

larg. - 6 dB en S(mm)

1 5.2 2 3 0.2 7 142 4.4 9 3 0.24 9 213 9.7 -9 3 0.04 / /

Dans le sens travers, les résultats en position P1 montrent d’importantes perturbations dufaisceau qui est divisé en trois pics. Cette division est liée à l'hétérogénéité de la structure. Ladéviation du pic 1 selon T est assez faible (2 mm). Les deux autres pics correspondent auxbords droit et gauche du faisceau traversant le chanfrein et ressortant au niveau du métal debase (déviations de -9 et 9 mm). Les différences d'amplitude entre les pics 2 et 3 sont liées àla dissymétrie de la structure dans le plan (TV).

Pic 3Pic 1

Pic 2

∆T > 0

-23 23

T

Amplit

-28 28T

Amplit.

T

S

-12 15

-13

18

3

3

1 2

3

1 2

∆S > 0

3 1 2


131

Dans le sens de soudage, les déviations des pics sont faibles (environ 3 mm) et aucunedivision n'est observée. Ce dernier point est en accord avec les résultats du chapitre 2 mettanten évidence une structure relativement homogène et une faible inclinaison des grains parrapport à la verticale selon S.

La translation de l’émetteur de 25 mm selon le sens de soudage modifie légèrement lesconclusions quant aux amplitudes des différents pics. Le pic 1 devient ainsi le plus intense etest par ailleurs dédoublé. Par contre, les positionnements des différents pics dans le senstravers ne sont pas changés par rapport à la première acquisition. Enfin, les déviations dans ladirection de soudage sont toujours faibles mais maintenant négatives (- 3 mm) ce qui tendraità montrer que la structure évolue légèrement selon cette direction avec un axe d'élongation desgrains oscillant autour de la verticale.

Les temps de vol sont légèrement plus élevés que pour l’acquisition dans le métal de base,donc la vitesse moyenne dans les zones traversées est légèrement plus faible que le casisotrope. En ce qui concerne les largeurs de faisceau à -6 dB, une divergence du faisceau estobservée pour le pic 2 selon le sens de soudage (largeur de 21 mm contre 13 mm dans le métalde base). Cette divergence serait à nouveau due à une propagation quasi-parallèle aux grainscolonnaires. Il est difficile de conclure quant aux largeurs à -6 dB dans le sens travers à causedes divisions de faisceau.

Enfin, une acquisition avec un traducteur de même fréquence mais de 20 mm de diamètre(traducteur Krautkrämer 59CW) conduit aux mêmes observations avec cependant des pics 2et 3 moins intenses.

Les résultats pour la position P2 (décalage de 6 mm du traducteur par rapport au centre dela soudure) sont fournis sur la Figure 4.2 .

a)

b)

c)

Figure 4.2 : Bloc D717DX1 - Etude en transmission en mode L0 pour la Position P2- a)Position du traducteur par rapport à la soudure- b) Cscan (seuillage à -6 dB)- c) Courbeéchodynamique (à S = 0 mm)

Pic 3

Pic 2

Pic 1

-23 23

T

Amplit.

T

S

-18 18

-11

13

0

2 3 1

2 3 1


132

Pour cette position, nous constaterons que le faisceau se scinde à nouveau en trois pics.Le pic 1 correspond à la partie centrale du faisceau qui semble se propager parallèlement auchanfrein pour finalement ressortir vers le centre de la soudure (déviation de 9.5 mm alors quele décalage de l’émetteur était de -6 mm). Les pics 2 et 3 correspondent à la partie du faisceautraversant l’interface soudure-métal de base. Les déviations dans le sens de soudage sont ànouveau faibles.

4.1.1.2 Etude en L45

Les résultats pour la position P3 sont fournis sur la Figure 4.3 et dans le Tableau 4.2 . Lepoint d'émergence de l'émetteur est situé au niveau du métal de base, à 25 mm du centre de lasoudure.

a)

b)

c)

Figure 4.3 : Bloc D717DX1 - Etude en transmission en mode L45 pour la Position P3- a)Position du traducteur par rapport à la soudure- b) Cscan -c) Courbe échodynamique pour lesondes L (à S = 2 mm)

Tableau 4.2 : Bloc D717DX1 - caractéristiques du faisceau transmis en L45 en position P3


∆T/ref (mm) ∆S/ref (mm) ∆t (µs) larg. - 6 Db en T(mm)

larg. - 6 Db en S(mm)

1 3.3 3.5 2 -0.28 13.5 102 5 8 2 -0.763 8.3 12 2 -0.96 / /4 10.1 16.5 2 -0.88 / /

Onde T 2.5 1 1 0.04 10 10

La propagation à travers la soudure pour la position P3 est caractérisée par une courbeéchodynamique hachée avec le pic 1 peu dévié par rapport à la référence et dont le temps devol est légèrement plus court. Les autres pics sont dus à des divisions du faisceau causées ànouveau par les différentes interfaces rencontrées par les ultrasons dans la structurehétérogène. Ces divisions expliqueraient la perte d'amplitude pour le pic 1 de 3 dB par rapport

T-58 +3

Amplit.25 mm

Pic 2

Pic 1

Pic 3 Pic 4T

S

-48 -4

-10

15

Onde T

3

12

4

Ondes L

OndeT

2

2 31 4


133

à la référence. L'onde T, non représentée sur la courbe échodynamique (fenêtrage temporel),ne subit que de faibles perturbations puisque la majeure partie du faisceau se propage dans lemétal de base pour cette position.

Les déviations dans le sens de soudage sont là encore négligeables (environ 2 mm). Lefaisceau est légèrement focalisé dans le plan de balayage (largeur à -6 dB de 13.5 mm contre17 mm pour le métal de base).

La position P4 est choisie de telle manière que le point d'émergence de l'émetteur soitsitué au niveau du joint soudé (à 11 mm du centre) et donc que le faisceau traverse une partieconséquente de ce joint. Les perturbations du faisceau (Figure 4.4) sont de ce fait importantesavec notamment un pic intense (pic 4) qui est détecté quasiment à l'aplomb du pointd'émergence. En fait, à l'interface d'entrée et pour cette position de traducteur, le faisceau est àcheval entre la soudure et le métal de base. Des rayons acoustiques se détacheraient alors de lapartie centrale du faisceau avec une trajectoire rasante par rapport au chanfrein et parallèle auxondes T.

Le pic 1 est quant à lui peu dévié dans le sens travers. Les pertes d'amplitude sontglobalement plus importantes (-8 dB pour le pic 1) que pour la position P3 du fait de la nettedivision du faisceau .

a)

b)

c)

Figure 4.4 : Bloc D717DX1 - Etude en transmission en mode L45 pour la Position P4 - a)Position du traducteur par rapport à la soudure- b) Cscan pour les ondes L (fenêtragetemporel) -c) Courbe échodynamique pour les ondes L (à S = 3 mm)

L'étude de la propagation dans la direction de tir symétrique par rapport à l'axe de lasoudure, est abordée dans le paragraphe 4.3.2.2 concernant les contrôles en modeéchographique.

11 mm

Pic 2

Pic 1

Pic 3

-61 +8

Amplit.

Pic 4

3

1

24

T

S

-56 12

-20

24

T

Ondes L OndesL et T

3

2 31 4


134

4.1.1.3 Conclusions

Que ce soit en mode L0 ou en mode L45, des différences notables sont constatées avecune propagation dans la soudure académique D704 traitée dans le chapitre 3. Pour rappel, enonde L0 dans le bloc D704, aucune division de faisceau n’était apparente mais des déviationsimportantes dans les deux directions étaient observées. Pour les soudures industrielles, denettes divisions du faisceau apparaissent alors que le volume de soudure traversé est moinsimportant. Par contre, les déviations ne sont conséquentes que dans le sens travers.

D'autre part, les divisions de faisceau dans la soudure inhomogène entraînent uneamplitude transmise équivalente à celle de la soudure académique D704 alors que sonépaisseur (37 mm) est plus faible que pour cette dernière (47 mm).

Il est donc intéressant de coupler ces résultats avec une analyse en modélisation pourvérifier que la description en domaines homogènes rend compte de ces divisions de faisceau.Les faibles déviations dans le sens de soudage, en accord avec les résultats de caractérisationdu chapitre 2, justifient l'utilisation du code ULTSON 2D.

4.1.2 Etude en modélisation avec ULTSON 2D

4.1.2.1 Résultats en L0

Les calculs ont été effectués avec le jeu de constantes déterminées par méthodeultrasonore dans le plan principal ( , )

r rx x2 3 considéré comme équivalent au plan (ST) de la

soudure. Pour rappel, les valeurs des constantes sont : C22 = 247 GPa, C33 = 218 GPa, C44 =105 GPa et C23 = 148 GPa. Par contre différents types de description ont été étudiés afin dedéterminer le plus adapté pour rendre compte des perturbations expérimentales :

• description en 12 domaines de formes géométriques quelconques;

• description en domaines carrés de 8 et 12 mm ;

• description en domaines carrés de 4 mm avec en plus deux variantes :

− décalage des domaines de 2 mm par rapport à la description initiale;

− mixage des deux premières descriptions pour obtenir une description « enquinconce » ;

• description en domaines carrés de 2 mm.

Des exemples de descriptions sont indiqués sur la Figure 4.5.


135

Figure 4.5 : Descriptions du bloc D717DX1 en modélisation - a) 12 domaines quelconques -b) Carrés de 4 mm - c) Carrés de 4 mm en quinconce

Les résultats indiqués Figure 4.6 concernent la position P1 et sont présentés sous la formede la valeur de la composante normale de l’amplitude du déplacement13 en fonction de laposition sur la face réceptrice. Le trait pointillé représente la position du point d’émergence del’émetteur. Les valeurs sont normalisées et les maxima sont ramenés à la même amplitude. Lacourbe échodynamique expérimentale est fournie Figure 4.6, image a).

13 Avec ULTSON 2D, il est possible de visualiser le module, la composante normale ou la composantetangentielle de l'amplitude des déplacements le long d'une droite. En incidence normale, les résultats trouvés pourdes visualisations du module et de la composante normale sont très proches.

a) b) c)


136

a)

b) c)

Figure 4.6 : Soudure D717D - Courbes échodynamiques en transmission en L0 et en positionP1- a) calcul avec une description en carrés de 2 mm et comparaison avec la courbeexpérimentale et un calcul pour une propagation dans le métal de base - b) calculs pour desdescriptions en 12 domaines et en carrés de 8 et 12 mm - c) calculs pour des descriptions encarrés de 4 mm, de 4 mm décalés et en quinconce

La majorité des calculs positionne avec une très bonne précision le pic n°1 (déviation de1 mm par rapport à la référence contre 2 mm expérimentalement). Des valeurs cohérentesconcernant les largeurs à -6 dB du pic 1 sont aussi retrouvées (8 mm contre 7 mmexpérimentalement). Il est à noter que la largeur à -6 dB trouvée en modélisation pour unepropagation dans le métal de base est équivalente à la valeur expérimentale (13 mm).

Le pic 2, qui correspond au franchissement du chanfrein par la partie droite du faisceau,apparaît très faiblement avec une description trop grossière (domaines carrés de 8 ou 12 mmde côté) qui a globalement tendance à "lisser" les perturbations. Ce pic est mieux distinguéavec une description en 12 domaines avec des interfaces non arbitraires ou avec desdescriptions plus fines en domaines carrés de 4 mm. Une dérive des résultats sur lepositionnement et sur la largeur du pic 1 est toutefois constatée pour la première descriptionen domaines de 4 mm.

Pic 1

Pic 2

Pic 3


137

En fait, la description la plus fine en domaines carrés de 2 mm conduit aux résultats lesplus justes, le pic 2 étant cette fois-ci nettement distingué.

Ces conclusions données par l'analyse de la division du faisceau sont confirmées parl'analyse des temps de parcours et des amplitudes. En effet, l'écart en temps trouvéexpérimentalement pour le pic 1 par rapport à la référence (∆T = 0.2 µs) est parfaitementretrouvé avec les descriptions en carrés de 2 mm et de 4 mm en quinconce, ainsi qu'avec unedescription en 12 domaines. Une dérive est constatée pour les autres descriptions, notammentpour les carrés de 8 mm pour lesquels ∆T est égal à 1.2 µs. En ce qui concerne l'amplitude dupic 1, la description en carrés de 2 mm indique une perte de 4.1 dB cohérente avec la valeurexpérimentalement égale à 5.2 dB. Un plus faible nombre d'interfaces (carrés de 12 mm)conduit comme prévu à une diminution de cette perte d'amplitude (0.3 dB seulement).

Le pic 3 de faible intensité n'apparaît pas en modélisation, exceptée avec la description endomaines de 4 mm en quinconce.

4.1.2.2 Etude en L45

En incidence autre que normale, le choix de la grandeur qui représentera les résultats de lamodélisation (module ou composante normale) n'est pas indifférent. Pour le calcul en L45dans le métal de base et sans prendre en compte de coefficient d'atténuation, le rapport desamplitudes entre les ondes L et T est approché au plus juste en visualisant le module desdéplacements (Figure 4.7). Nous choisirons donc de visualiser cette grandeur par la suite.

Figure 4.7 : Métal de base du bloc D717DX1 - Courbes échodynamiques expérimentale etcalculée (représentation du module des déplacements) pour l'acquisition en transmission enL45

Pour l'acquisition en position P1 dans la soudure, seules deux descriptions sontmodélisées : 12 domaines quelconques et domaines carrés de 2 mm, avec les constantesd’élasticité déterminées par méthode ultrasonore.

Onde LOnde T


138

On constate une nouvelle fois sur la Figure 4.8 que la description en domaines carrés de2 mm conduit aux résultats les plus proches de l’expérience. Le pic du rayon central estnotamment très bien positionné (écart de 4 mm par rapport à la référence dans le métal debase, alors que la description en 12 domaines donne une déviation de 10 mm). Le temps devol coïncide par ailleurs parfaitement avec l'expérience. D’autre part, comme pourl’expérience, d’autres pics apparaissent derrière le rayon central. Leurs positionnements sontun peu moins bons (erreur de 5 mm), et leurs amplitudes, relativement au rayon central, unpeu plus élevées.

Figure 4.8 : Bloc D717DX1 - Courbes échodynamiques calculées pour l’étude en L45 avecdes descriptions en 12 domaines et des carrés de 2 mm de côté

4.1.2.3 Conclusions

Ces divers résultats montrent que le modèle de description des soudures adopté, associéau code de calcul ULTSON 2D, permet de rendre compte des perturbations du faisceauultrasonore dans une soudure anisotrope mais inhomogène.

Une bonne reproduction des résultats en transmission nécessite a priori une descriptionfine de la soudure. Des descriptions plus grossières en L0 ont permis de retrouver lescaractéristiques du pic relatif au rayon central, mais ont sous-évalué les pics secondaires.

4.2 Etude en transmission dans les soudures réalisées enpositions verticale montante et plafond (D717E et D717F)

Afin d'évaluer l'influence de la position de soudage sur la propagation des ultrasons, nousabordons dans ce paragraphe l'étude expérimentale menée sur les maquettes relatives auxpositions verticale montante et plafond. L'étude en modélisation avec ULTSON 2D est pluslimitée du fait de l'inclinaison de l'axe de fibre dans le sens de soudage pour les deuxmaquettes (cf annexe F).

Ondes L

Onde T


139

4.2.1 Résultats expérimentaux en modes L0 et L45

Pour les deux incidences, les acquisitions ont été réalisées avec le traducteur Krautkrämer59 CW. Les positions P1 et P2 sont définies comme précédemment. Les blocs sont référencésD717E2 pour la position verticale montante et D717F2 pour la position plafond.

4.2.1.1 Soudure en position verticale montante

En L0 et en position P1, deux pics apparaissent (voir Tableau 4.3). Le pic 1 est peu déviéselon le sens travers. Sa déviation de 4 mm dans le sens de soudage est liée à l'inclinaison desgrains d'environ 20° par rapport au plan de balayage mise en évidence pour cette soudure auchapitre 2 (Figure 2.11). Nous reviendrons sur ce point dans le paragraphe 4.2.2. La perted'amplitude du pic 1 est importante et son temps de vol légèrement diminué par rapport à laréférence.

Le second pic est quant à lui dévié hors de la soudure mais son maximum reste dans leplan d’incidence. Son amplitude varie selon la position de l’émetteur dans le sens de soudage.Une première acquisition révèle un pic moins intense de 9 dB que le pic 1, alors qu’unetranslation de 25 mm dans le sens de soudage (Figure 4.9 a)) fait apparaître un pic 2 cette fois-ci plus intense de 2 dB que le pic 1.

a) b)

Figure 4.9 : Bloc D717E2 - Cscans pour l'étude en transmission en mode L0 (seuillage à -6dB) - a) position P1- b) position P2

Tableau 4.3 : Bloc D717E2 - caractéristiques du faisceau transmis en L0 et en position P1


∆T/ref (mm) ∆S/ref (mm) ∆t (µs)

1 9 0.5 -4 -0.252 7.5 -7.5 0 -0.2

En position P2 (Figure 4.9 b)), on notera juste qu’on retrouve un maximum au niveau dumétal de base correspondant à la partie du faisceau franchissant l’interface entre le chanfreinet le métal de base. Un deuxième pic moins intense apparaît, comme pour les acquisitionsdans la soudure à plat, au niveau du centre de la soudure (déviation de 5 mm).

Pic 2 Pic 1 Pic 2

Pic 1

T

S

T

S

-13 10-16 6

-9

9

-13

8


140

En ce qui concerne les acquisitions en mode L45, les résultats sont tout à fait similairesaux cas de la soudure en position à plat, notamment pour la position P3. Pour la position P4,on observe toujours une division de faisceau importante avec une partie des ondes L suivantune trajectoire parallèle à celle des ondes T. Les valeurs de déviation sont toutefois légèrementmodifiées.

4.2.1.2 Soudure en position plafond

En L0 et en position P1, une division du faisceau en deux pics est à nouveau révélée(Figure 4.10 a)) : l'un quasiment à l’aplomb du point d’émergence et l'autre, légèrement plusintense, situé au niveau du métal de base. Leurs déviations dans le sens de soudage sontfaibles. Leurs temps de vol sont identiques et plus courts que la référence. A priori, cettevitesse plus élevée est due à la texture particulière de cette soudure qui conduit en L0 à unepropagation des ultrasons à 45° des grains. Les pertes d'amplitude sont à nouveau importantesà cause de la division du faisceau.

a) b)

Figure 4.10 : Bloc D717F2 - Cscans pour l'étude en transmission en mode L0 (seuillage à -6dB) - a) position P1- b) position P2

Tableau 4.4 : Bloc D717F2 - caractéristiques du faisceau transmis en L0 et en position P1


∆T/ref (mm) ∆S/ref (mm) ∆t (µs)

1 7.2 0.5 1 -0.322 6.3 -6 -2 -0.28

En position P2 (Figure 4.10 b)), seul le pic dans le métal de base à gauche de la soudureest présent (il n’y a plus de pic dévié vers le centre de la soudure contrairement auxacquisitions dans les deux autres maquettes). La perte d'amplitude (2.4 dB) est d’ailleursconstatée plus faible que pour P1 du fait de l’absence de division du faisceau.

En L45, deux acquisitions ont été réalisées selon les deux directions de contrôlesymétriques par rapport à l'axe de la soudure (directions D1 et D2). En effet, cette soudureprésentant une forte dissymétrie de la structure par rapport au plan (SV), on peut s’attendre àdes caractéristiques de propagation différentes selon la direction de contrôle. En position P3,

Pic 2Pic 1

T

S

T

S

-8

7

-8

10 -13 1-13 10


141

les courbes échodynamiques obtenues présentent des similitudes excepté que le pic le plusintense n’est pas le même d’une acquisition à l’autre (Figure 4.11). Pour les deux directions,les pertes d'amplitude par rapport à la référence sont quasi-nulles (-1 dB pour le pic de plusforte amplitude). Pour la direction D2, les déviations dans le sens de soudage sont plusconséquentes (environ 5 mm).

Pour la position P4, on retrouve en direction D1 la nette division des ondes L observéepour les autres soudures (Figure 4.12 a)). Par contre, en direction D2, les perturbations dufaisceau sont moins marquées que pour les autres soudures (Figure 4.12 b)) : on n’observenotamment plus de division de faisceau, la courbe échodynamique étant proche de celle del’acquisition dans le métal de base, avec néanmoins pour les ondes L une perte d'amplituded’environ 6 dB et une largeur à -6 dB un peu plus importante. On confirme d'autre part, pourcette position de l’émetteur, que la direction D2 entraîne une déviation plus élevée du faisceauselon le sens de soudage.

a) b)

Figure 4.11 : Bloc D717F2 - courbes échodynamiques en L45 pour la position P3- a) directionD1 - b) direction D2 et ondes L visualisées (fenêtrage temporel)

a) b)

Figure 4.12 : Bloc D717F2 - courbes échodynamiques en L45 pour la position P4- a) directionD1 et ondes L visualisées (fenêtrage temporel) - b) direction D2

4.2.2 Etude théorique pour la soudure en position verticale montante

Pour cette soudure (maquette D717E), il faut à la fois s'intéresser aux perturbations dufaisceau dans le plan de balayage (TV) et aux déviations ∆S dans le plan (SV) parallèle ausens de soudage (Figure 4.13 a)).

D'après la caractérisation effectuée au chapitre 2, cette soudure présente à cœur uneinclinaison moyenne des grains de 18° dans le sens de soudage alors que l'inclinaison desgrains dans le sens travers est plus faible. En première approximation, pour un calcul 2D, leplan (SV) sera donc considéré comme un plan principal au centre de la zone soudée. D'autre

-55 1

Amplit.

-57 -1

Amplit.

-51 0

Amplit.

-58 -2

Amplit.

Ondes LOnde T

Ondes L

Ondes L Onde L Onde T


142

part, la structure peut être décrite dans ce plan par un seul domaine anisotrope puisquel'inclinaison des grains semble homogène sur toute la longueur de soudage.

Un calcul simple nous permet donc de déterminer la direction de propagation du fluxd'énergie (cf relation (1.13)) dans le cas de l'étude en L0 pour la position P1 de l'émetteur. Lesconstantes d'élasticité n'ayant pas été évaluées pour cette soudure, nous effectuons deuxcalculs avec les valeurs relatives aux soudures réalisées en position à plat (jeu 1) et en positionplafond (jeu 2). Les déviations ∆S théoriques sont alors de 11 et 9 mm respectivement avecles jeux 1 et 2 alors que, pour rappel, la déviation expérimentale trouvée pour le pic était de 4mm. Pour ce plan de propagation, la simplification du problème à un calcul 2D dans un planprincipal et à un domaine homogène ne donne donc pas des résultats satisfaisants.

Des calculs sont aussi lancés avec ULTSON 2D dans le plan de balayage, toujours pour laposition P1, en négligeant l'inclinaison des grains dans le sens de soudage. Les orientationsdes grains sont alors déterminées d'après la coupe métallographique présentée sur la Figure2.12. La structure est décrite par analyse d'images en 16 domaines anisotropes de formesquelconques. Les résultats avec les deux jeux de constantes sont identiques et font apparaîtreun seul pic qui correspond au pic 1 de l'acquisition expérimentale (Figure 4.13 b)). On notetoutefois un décalage de 4 mm entre les positions des maxima selon la méthode.

Le pic 2, dont l'amplitude variait fortement selon la position de l'émetteur dans le sens desoudage, n'apparaît pas en modélisation (seule la courbe échodynamique de l'acquisitiondonnant un pic 2 de faible intensité est fournie sur la Figure 4.13 b)). Il est donc difficile deconclure si cette absence du pic 2 en modélisation est due à l'approximation faite sur lasymétrie de la soudure, à une description trop grossière ou aux variations de la structure dansle sens de soudage.

∆S

18°

a) b)

Figure 4.13 : Résultats des calculs 2D pour la maquette D717E - a) déviation du faisceau dans lesens de soudage - b) courbes échodynamiques expérimentale et calculée (jeu 1) dans le plan debalayage (selon l'axe T)

Pic 1Pic 2

S

V

S

T


143

Une modélisation avec CHAMP-SONS est donc à prévoir14 pour vérifier l'influence de ladésorientation 3D des axes de symétrie sur la propagation des ondes ultrasonores, notammenten ce qui concerne la déviation dans le sens de soudage surestimée dans le calcul 2D. Cetteremarque est aussi valable pour la soudure réalisée en position plafond.

4.2.3 Conclusions

Selon la position de soudage étudiée, des différences apparaissent entre lescaractéristiques des faisceaux transmis. Néanmoins, les soudures réalisées en positionsverticale montante et plafond ne semblent pas présenter, vis à vis du contrôle par ultrasons, dephénomènes perturbateurs supplémentaires par rapport à la soudure réalisée en position à plat.Les divisions de faisceau se sont même avérées moins importantes pour la soudure en positionplafond.

Des translations de l'émetteur dans le sens de soudage font apparaître quelquesmodifications au niveau du champ transmis, notamment en ce qui concerne les amplitudes. Cerésultat n'est pas surprenant car la structure peut évoluer le long de l'axe de soudage. Or ladescription en domaines homogènes est obtenue sur une coupe métallographique en un pointdonné de l'axe de soudage, ce qui expliquerait en partie les décalages obtenus entrel'expérience et le calcul.

Alors que les résultats obtenus avec le code ULTSON 2D sont tout à fait satisfaisantspour la maquette en position à plat, une modélisation 3D est à réaliser pour traiter les cas dessoudures en positions verticale montante et plafond.

4.3 Etude en échographie sur la soudure en position à plat

4.3.1 Etude en mode L0 sur un défaut cylindrique

4.3.1.1 Mode opératoire

Le mode opératoire, indiqué sur la Figure 4.14, est identique à celui des acquisitions enéchographie dans les soudures académiques : bloc arasé en peau externe, balayage selon lesens travers avec le traducteur V106 au contact et acquisition d'un tir tous les millimètres. Lebloc est référencé CPY1. Le défaut de 1.5 mm de diamètre est implanté au centre de lasoudure à une profondeur de 32 mm. Il sera détecté par les ondes ultrasonores selon sagénératrice.

14 Nous rappelons que ce calcul n'a pas pu être effectué car le code est en cours d'implémentation.


144

Transducteur

DéfautDiam. 1.5 mm

40 mm 32 mm

S

T

Figure 4.14 : Mode opératoire du contrôle en échographie et en L0 du bloc CPY1

4.3.1.2 Résultats expérimentaux

La Figure 4.15 montre les Bscans pour le bloc sans défaut (image a) et pour le bloc avecdéfaut (image b). Le fait marquant est la présence de deux échos de réflexion sur le trou, alorsque dans le cas du contrôle d’un matériau isotrope, un seul écho à l’aplomb du défaut auraitété attendu. La discontinuité au niveau des échos de fond est due à la présence du délardage etdu cordon de soudure.

Figure 4.15 : Bloc CPY1 - Bscans expérimentaux en L0- a) bloc sans défaut - b) bloc avecdéfaut

Un léger décalage en temps de 0.4 µs est tout d'abord observé entre les deux échos. En seréférant aux maxima des échos sur l'ensemble des lignes de balayage, l'écho 2 est plus intensede 2 dB. Une opposition entre les signes des maxima est par ailleurs relevée (maximum surune alternance positive pour l’écho 1 et sur une alternance négative pour l’écho 2). Enfin, enterme de positionnement selon l'axe de balayage T, les échos 1 et 2 sont respectivementdécalés de -9 mm et +2 mm par rapport à la position du trou.

Il est aussi intéressant de noter que les deux échos apparaissent sur toutes les lignes debalayage avec des variations en temps de parcours et en positionnement peu significatives. Lesvariations d'amplitude sont quant à elle plus sensibles (environ 6 dB d'écart entre deux lignesde balayage). Ces constatations rejoignent les conclusions tirées à la suite des essais en

Echo 1 relatif au défaut

Echos de fond

Echo 2 relatif au défaut

b)a)T

t


145

transmission à propos des fluctuations du faisceau transmis selon la position dans le sens desoudage (cf paragraphe 4.2.3).

4.3.1.3 Modélisation par Ultson2D

Les constantes d’élasticité déterminées par mesures de vitesses ultrasonores dans un planprincipal, qui ont jusqu'à présent conduit à des résultats satisfaisants, sont à nouveau choisiespour l'étude. Il est à noter que le bloc CPY1 présente une structure moins hétérogène que celledu bloc étudié en transmission (D717DX1). En effet, le bloc CPY1 a été prélevé dans unemaquette pour laquelle le sens d’enchaînement des passes n’a pas été inversée en cours desoudage contrairement à la maquette étudiée en transmission. Une description en 7 domainesanisotropes est alors proposée (et non 12 comme précédemment pour le bloc D717DX1).Cette description est fournie Figure 2.47 dans le paragraphe 2.5 consacré à la description dessoudures par analyse d'images.

Avec cette description en 7 domaines, les deux échos observés expérimentalement sontretrouvés (Figure 4.16) avec là aussi présence d’un décalage en temps (0.9 µs). Lepositionnement en balayage est identique à celui de l’expérience pour l’écho 1 (Figure 4.17a)). La déviation pour l'écho 2 est quant à elle très légèrement surestimée (décalage de 4 mmpar rapport à la position du défaut).

Le retard de l’écho 2 par rapport à l’écho 1 s’explique par le fait que l’écho 2 se propageessentiellement à l’intérieur d’un domaine caractérisé par des grains verticaux (domaine 5 dela Figure 2.47). Nous sommes donc dans le cas où la direction de propagation de l’onde estparallèle à l’axe de forte texture de la symétrie. Ce cas correspond alors à une vitesseminimale des ondes quasi-longitudinales (cf Figure 2.44 a)).

Conformément à l'expérience, on trouve sur les Ascans calculés une opposition entre lessignes des maxima pour chaque écho (Figure 4.17 b)).

Par contre, alors qu’expérimentalement l’écho 2 est plus intense de 2 dB, le phénomèneest inversé en modélisation avec une description en 7 domaines (écart de - 4 dB environ).Comme nous l'avions déjà constaté dans l'étude en transmission (cf paragraphe 4.1.2.1), uneamélioration est obtenue avec une description plus fine en domaines carrés de 2 mm de côtéqui permet de retrouver l'écart expérimental entre les deux amplitudes (Figure 4.17 a)). Parailleurs, les positions des maxima des deux échos restent inchangés avec cette deuxièmedescription.

Des visualisations de l'amplitude maximale en chaque point de calcul pour le trajet allerpermettent de comprendre les trajectoires empruntées par les ondes pour chacun des échos.En ce qui concerne l’écho 1 (Figure 4.18 a)), le faisceau est dévié progressivement vers lecentre de la soudure en longeant le chanfrein. La trajectoire du faisceau relative à l’écho 2 estquant à elle plus complexe (Figure 4.18 b)). En effet, l'inclinaison des grains de 10° au centrede la soudure entraîne une déviation du faisceau vers la droite de la soudure. Le faisceauarrive alors sur l’interface délimitant la zone caractéristique du second chanfrein. Lechangement d’orientation des grains est tel que le faisceau est partiellement réfléchi et ramenévers le centre de la soudure.


146

Figure 4.16 : Contrôle en L0 du bloc CPY1 - Bscan obtenu par un calcul ULTSON2D

a) b)

Figure 4.17 : Contrôle en L0 du bloc CPY1 - a) comparaison entre courbes échodynamiquesexpérimentale (en noire) et calculées pour deux descriptions différentes (en bleue : 7 domaines; en rouge : carrés de 2 mm de côté) - b) Ascans calculés pour les positions correspondant auxmaxima des deux échos

a) b)

Figure 4.18 : Contrôle en L0 du bloc CPY1 - Images en amplitude maximale en chaque pointde calcul pour deux positions fixes du traducteur - a) écho 1 - b) écho 2

Amp.↑

Echo 1

Echo 2

Echo 1Echo 2

Echos de fond

T

t


147

D'autre part, pour un calcul avec des constantes d'élasticité tirées de la littérature etrelatives à une texture de fibre parfaite, l’écho 2 n’est pas réellement apparent sur la courbeéchodynamique (Figure 4.19 a)). Comme pour les cas de contrôle en L0 des souduresacadémiques, le choix de constantes d'élasticité appropriées revêt une certaine importance.

Par ailleurs, un calcul a été lancé avec une description grossière en 5 domaines : undomaine central avec des grains parfaitement verticaux, deux domaines prenant en comptel’orientation réelle au niveau des chanfreins et enfin deux domaines avec des orientationsintermédiaires (Figure 4.19 b)). Un seul écho apparaît alors sur la courbe échodynamique(Figure 4.19 a)). Cet écho correspond en fait à une position du traducteur à l’aplomb du défautcar, comme nous l'avons vu dans le paragraphe 1.2, les ondes de compression ne sont pasdéviées lorsqu’elles se propagent parallèlement aux grains colonnaires. Cette description tropgrossière ne permet donc pas d’aboutir à des résultats satisfaisants.

Un second calcul avec le même nombre de domaines mais en tenant compte cette fois-cide l’inclinaison des grains (environ 10°) dans le domaine central permet de faire apparaîtrel’écho 2 avec toutefois une dégradation du positionnement du maximum (déviation de 8 mmdu maximum par rapport à l’expérience). De plus, l’écho 1 apparaît avec une amplitudebeaucoup plus faible que prévue (Figure 4.19 a)).

a) b)

Figure 4.19 : Contrôle en L0 du bloc CPY1 - a) Courbes échodynamiques calculées pour troisdescriptions différentes - en bleu : 5 domaines avec des grains verticaux dans le domainecentral - en noir : 5 domaines avec des grains inclinés de 10° dans le domaine central - enrouge : 7 domaines et constantes d'élasticité relatives à une texture de fibres parfaite - b)description de la soudure en 5 domaines avec des grains verticaux dans le domaine central

4.3.1.4 Conclusions

Cet exemple de contrôle avec une propagation conséquente au sein d’une soudureinhomogène entraînant un dédoublement des échos, permet de bien illustrer les difficultés quepeuvent rencontrer les contrôleurs. On note que la simulation avec des descriptions desoudures appropriées (description simple en 7 domaines avec des interfaces reflétant lastructure réelle de la soudure par exemple) rend parfaitement compte de ce phénomène.


148

Conformément aux conclusions des essais en transmission, une modélisation plus fine endomaines carrés de 2 mm de côté conduit aux résultats les plus proches de la réalité. Parcontre si le découpage en domaines anisotropes homogènes est trop grossier (cas de ladescription en 5 domaines) ou si l’orientation réelle des grains au sein de la soudure n'est pasprise en compte, une mauvaise estimation des phénomènes expérimentaux est à prévoir.

4.3.2 Etude en modes L35, L45 et L60

4.3.2.1 Mode opératoire des acquisitions

Le but de ces acquisitions est d’étudier la propagation du faisceau en échographie pourdifférentes incidences obliques après une traversée de soudure conséquente. Le bloc contrôléest le même que celui de l’étude en L0 excepté que deux trous supplémentaires ont étéimplantés dans le métal de base de part et d’autre de la soudure à une profondeur de 25 mm(défauts 1 et 2 sur la Figure 4.20). Ces deux défauts vont permettre d’une part d’étudier lapropagation ultrasonore dans deux directions de contrôle symétriques (D1 et D2) et d’autrepart, pour une direction donnée, d’obtenir un écho de référence après une propagationuniquement dans le métal de base.

Les défauts 1 et 2 ne sont implantés que sur la moitié du bloc dans le sens de soudage.Ceci doit permettre de déterminer quels échos sont dus à la présence de ces défauts encomparant par exemple deux Bscans pour chaque moitié du bloc.

Le principe de l’acquisition est le même que précédemment : balayage selon l'axe T etincrémentation l'axe S. Le traducteur monoélément Krautkrämer 59CW est à nouveau utilisé.Différents sabots en Plexiglas ont été usinés de manière à obtenir l’angle de réfraction vouludans l’acier austénitique (on travaillera en mode L35, L45 et L60).

T

Défaut 1

Défaut 2

Défaut 3

D1 D2

25 mm

Figure 4.20 : Mode opératoire des contrôles en échographie en L35, L45 et L60 dans le blocCPY1


Les résultats, pour les deux directions de contrôle et les trois incidences, sont indiquésdans le Tableau 4.5. Les valeurs sont relatives aux écarts entre les maxima des échos deréflexion sur les défauts 1 et 2, qui correspondent aux écarts entre une propagation dans la

Vue de face Vue de dessus

T

15 mm

Bscan 1

Bscan 2

S


149

soudure et une propagation dans le métal de base. Des visualisations de type Bscan sontprésentées Figure 4.21.

Tableau 4.5 : Résultats expérimentaux du contrôle en L35, L45 et L60 dans le bloc CPY1

Mode de contrôle Ecart entre les positionsen balayage(mm)

Ecart entre les tempsde parcours (µs)

Perte d'amplitude aprèstraversée de la soudure (dB)

L35 D1 -1 -0.15 8.4L35 D2 -7 1.3 11.3L45 D1 3 -0.95 8.9L45 D2 -3 0.5 9.3L60 D1 1 0.5 5.6L60 D2 -1 -0.1 4.7

Figure 4.21 : Bloc CPY1 - Bscans expérimentaux en L45 pour la direction D1 - a) zone sansdéfaut dans le métal de base (Bscan 1) - b) zone avec défauts dans le métal de base (Bscan 2)

Pour les six acquisitions, le dédoublement de l’écho observé en L0 n'est pas retrouvé. Lesdéviations après une traversée de soudure sont assez faibles, mis à part pour le mode L35 endirection D2 (déviation de 7 mm). Les caractéristiques de propagation sont toutefoisdifférentes selon la direction de contrôle, notamment au niveau des temps de parcours (pour lemode L45 : écart de -0.95 µs par rapport à la référence selon D1 et écart de +0.5 µs selon D2).Cette remarque confirme qu’il faut tenir compte de la dissymétrie de la structure dans le plande balayage pour rendre compte avec précision des perturbations du faisceau ultrasonore.

Alors que les trajets dans la soudure sont plus courts, les pertes d'amplitude par rapport àla référence sont plus importantes en L45 et en L60 que lors des contrôles avec les mêmetraducteurs dans les soudures dites académiques traitées dans le chapitre 3. Deux hypothèsespeuvent être avancées :

• l’hétérogénéité de la structure engendre des interfaces avec des changementsd’orientations marquées. Au niveau de ces interfaces, diverses réflexions etconversions de mode peuvent alors se produire [WEB 00] ;

Défaut 3

Défaut 1Défaut 2

Echos dus au cordon

a) b)T

t


150

• des divisions de faisceau, dues une nouvelle fois à l'hétérogénéité de la structure, sontsusceptibles de se produire. Elles ont notamment été mises en évidence lors des essaisen transmission en L45 (cf paragraphe 4.1.1.2).

L'atténuation intrinsèque au matériau (diffusion par les grains) doit être sensiblementéquivalente entre les soudures industrielles et les soudures académiques qui ont été réaliséesavec des procédés très proches.

La perte de gain par rapport à la référence est plus faible pour le mode L60 que pour lesdeux autres incidences. A priori, cela n'est pas due à une diffusion moyenne au sein de lasoudure plus faible pour cette direction de propagation car les mesures d'atténuation duparagraphe 3.5.3 montreraient plutôt le contraire. Cette observation s'expliquerait plutôt pardes divisions moins marquées ou encore par des pertes d'énergie à chaque interfaceglobalement plus faibles.


Les calculs ont été effectués pour la direction D2 et les résultats sont présentés duTableau 4.6 au Tableau 4.8. Les valeurs de constantes utilisées sont toujours cellesdéterminées à partir de mesures de vitesses ultrasonores. Les résultats obtenus à partir d'unedescription en 7 domaines (description 1) et d'une description en domaines carrés de 2 mm(description 2) sont comparés. Comme les résultats expérimentaux ont montré l'influence dela dissymétrie de la structure, la description simplifiée et symétrique en cinq domainesanisotropes avec des grains verticaux dans la zone centrale n'est encore une fois pas adaptée.

En ce qui concerne les écarts de position en balayage entre une propagation dans le métalde base et dans la soudure, des résultats globalement équivalents, et conformes avecl'expérience, sont obtenus pour les deux descriptions testées.

En ce qui concerne les pertes d'amplitude, la description 2 permet de retrouver la valeurmesurée expérimentalement en L45. Cette description, du fait de la multiplication desinterfaces, semble donc rendre compte de la diffusion et de la division des ondes ultrasonorespour cette direction de propagation. Pour les deux autres incidences, les pertes d'amplitudesont sous-estimées avec les deux descriptions. Une évolution d'ULTSON 2D est envisagéepour pouvoir introduire, en fonction de la direction de propagation, des coefficientsd'atténuation propres à chaque domaine anisotrope. Dans ce contexte, la description 1comportant un minimum d'interfaces devra a priori être utilisée.

Tableau 4.6 : Bloc CPY1 - Résultats des calculs en échographie pour le mode L35 en D2

L35 - D2 Ecart entre les positionsen balayage(mm)



Expérience 7 1.30 11.3Description 1 6 1.35 2.5Description 2 6 1.25 3.5


151





Expérience 3 0.50 10.4Description 1 5 1.05 6.2Description 2 5 0.95 10.0





Expérience 1 -0.10 4.7Description 1 -1 -0.55 -1.8Description 2 -2 -0.85 -1.0

Remarque : les autres échos visibles sur les Bscans (rebond sur le cordon et sur ledéfaut 3 situé au centre de la soudure) sont aussi retrouvés et correctement positionnés enmodélisation.

4.3.3 Etude en mode T45


Le mode opératoire des acquisitions est identique à celui des acquisitions en L35, L45 etL60 (cf Figure 4.20). Le traducteur est le même que celui utilisé pour le contrôle en T45 dessoudures académiques (traducteur au contact de fréquence centrale 2 MHz et de dimension depastille de 15 mm dans le plan d'incidence). Pour chaque direction de contrôle, deuxacquisitions avec des gains différents sont effectuées.

Sur le Bscan de l’acquisition à faible gain en D1, on distingue trois échos correspondantaux contributions suivantes : trou à 25 mm de profondeur sans traversée de soudure (écho 1),cordon de soudure (écho 2) et trou à 32.5 mm de profondeur (écho 3). Par contre aucun échon’apparaît dans la zone qui correspondrait à une réflexion sur le trou à 25 mm de profondeuravec traversée de soudure.

L’acquisition à gain plus élevée, associée à un traitement du signal basé sur une opérationde déconvolution des signaux disponible dans le logiciel CIVA, permet de révéler dans cettezone un ensemble d’échos se détachant du bruit (échos 4 de la Figure 4.22). Les trois autreséchos sont alors fortement saturés.

Le positionnement en temps et en balayage et l’amplitude de ces échos varientsensiblement en fonction de la ligne de balayage étudiée. D’autre part, ces échos se retrouventaussi sur les lignes de balayage correspondant à la moitié du bloc sans génératrices dans lemétal de base (Figure 4.23). L’origine de ces échos n’est donc pas liée à la présence du défautdont la détection nécessite une traversée de soudure, mais plutôt à du bruit de structure ou àune très forte déviation des ondes quasi-transversales, ainsi que le prévoit la théorie, qui


152

occasionnerait une réflexion des ondes sur le trou au centre de la soudure voire sur le fond dela pièce.

La conclusion principale est donc que les ondes QTv ne permettent pas de détecter dedéfauts dans ce type de structure dès lors que la traversée de métal soudé est importante. Cerésultat rejoint les conclusions d'autres travaux [DEV 94].

L’acquisition en direction D2 conduit à des résultats équivalents.

Figure 4.22 : Bscan pour l’étude en échographie et en T45 du bloc CPY1 (zone 2 : présencede deux défauts dans le métal de base de part et d’autres du métal de base)

Figure 4.23 : Bscan pour l’étude en échographie et en T45 du bloc CPY1 (zone 1 : pas dedéfauts dans le métal de base)

Echo 1

Echo 2

Echo 3

Echos 4

Echo 2

Echo 3

Echos 4

T

t

T

t


153


Les calculs relatifs à ces acquisitions permettent d’expliquer l’origine des échos parasitesévoqués ci-dessus. On retrouve en effet sur le Bscan calculé un paquet d'échos dont la positionen temps et en balayage pourrait correspondre à un rebond sur le défaut situé du côtédéfavorable de la soudure.

Nous décidons alors de visualiser, pour la position du traducteur correspondant aumaximum de l’écho, l’amplitude maximale du déplacement en chaque point de calcul. Letemps de calcul est choisi de tel sorte que seul le trajet aller soit pris en compte. Ce mode devisualisation montre en fait que la majeure partie du flux d'énergie est progressivement déviéeet dirigée vers le trou central et le fond de la pièce. Seule une très faible partie traverse lasoudure et vient intercepter le défaut (Figure 4.24 a)). La croix et la flèche sur la figurereprésentent respectivement la position du point d'émergence et la direction de tir.

Un second calcul en imposant des frontières absorbantes sur le fond de la pièce esteffectué (ce qui doit théoriquement interdire toute réflexion sur ces frontières). On constatealors la disparition des échos parasites de fortes intensités, l’origine de ces derniers étant alorsnécessairement expliquée par des rebonds sur le fond de la pièce et non sur le trou central.Une visualisation des amplitudes de déplacement en un instant t particulier (ici choisie vers lafin du trajet aller dans la pièce) donne une indication sur l’allure des fronts d’ondes (Figure4.24 b)). Le vecteur d’ondes est orienté à environ 20° de la verticale (et non plus orienté à 45°comme initialement prévu), cette configuration justifiant la présence d'échos de réflexion surle délardage et sur le cordon de soudure.

a)b)

Figure 4.24 : Calcul pour une propagation en T45 dans le bloc CPY1 - a) Image en amplitudemaximale en chaque point de calcul - b) Visualisation des amplitudes en un instant t donné àla fin du trajet aller

Une contradiction apparaît cependant au niveau de l’amplitude des échos entrel’expérience et la modélisation. Pour la première, l’amplitude maximale des échos parasitesest environ -14 dB inférieure à l’écho de référence, alors que pour la seconde elle seraitsupérieure de +4 dB. En décrivant la soudure par des domaines carrés de 2 mm, l'écart estréduit à +1 dB mais la diffusion des ondes QTV reste largement sous-estimée. Une perspective

Amp.↑


154

serait d’introduire les coefficients d’atténuation réels des ondes QTV en fonction de l’angleentre la direction de propagation et l’orientation des grains colonnaires. Des mesuresexpérimentales sont donc à prévoir car aucune valeur, pour ce type d'ondes et à cettefréquence, n'a été trouvée dans la littérature.

4.3.3.3 Conclusions

Un défaut situé dans le métal de base d'une soudure industrielle réalisée en position à platn'est pas détectable en onde T45 dès lors que sa détection nécessite une traversée de lasoudure. En effet, l'hétérogénéité de la structure génère une zone d'ombre pour le contrôleavec ce type d'ondes. Ces résultats différent à nouveau de ceux trouvés pour la soudureacadémique D704 (cf paragraphe 3.3.3) pour laquelle les défauts étaient détectés mais lesdéviations du faisceau par rapport au cas isotrope engendraient d'importantes erreurs depositionnement.

L'outil de modélisation (description de la soudure associée au code ULTSON 2D) apermis d'expliquer les trajets suivis par les ondes quasi-transversales dans ce type de structure.

4.4 Exemple d'étude en modélisation d'un cas de contrôleindustriel

Dans ce paragraphe, nous chercherons à montrer de quelle manière la modélisation peutapporter des informations pour le contrôleur et l'aider à interpréter des échogrammes sur descas industriels.

L’objectif est d’étudier en modélisation la réponse d'une entaille débouchante en peauinterne de hauteur 10 mm et située dans le métal base, dans le cas où le défaut ne peut êtredétecté qu’après une traversée de soudure. On s'intéressera aux ondes L60. Pour ce cas decontrôle, nous ne disposons pas de résultats expérimentaux.

La description choisie correspond à la soudure D717B étudiée en échographie dans lesparagraphes 4.3.1, 4.3.2 et 4.3.3. Trois configurations sont étudiées :

• une propagation dans un bloc sans soudure et avec des frontières planes ;

• une propagation dans un bloc sans soudure mais avec la surface opposée reproduisant lagéométrie réelle du cordon ;

• une propagation dans un bloc avec soudure et avec la surface opposée reproduisant lagéométrie réelle du cordon.

Les représentations Bscans obtenues avec ULTSON 2D pour ces trois cas sont fourniesFigure 4.25. Nous cherchons alors à identifier les principaux échos. Le recalage en temps, lavisualisation des fronts d’ondes à différents instants de propagation pour une position fixe dutraducteur, des calculs en modifiant les conditions d’équilibre au niveau des frontières ou ensupprimant le défaut, sont à nouveau utiles pour comprendre l’origine des différents échos.


155

Sur le Bscan relatif à la description avec un fond plat, trois échos caractéristiques d'undéfaut plan vertical sont observés (leurs trajets sont indiqués sur la Figure 4.26 a)) :

• l'écho 1 correspond à la diffraction sur le sommet de l'entaille.

• l'écho 2 correspond à la réflexion sur le coin formé par l'entaille et le fond la pièce (échode coin).

• l'écho 3 correspond au trajet suivant des ondes : réflexion des ondes L60 sur le haut del'entaille puis conversion des ondes L réfléchies en ondes T sur le fond de la pièce d'après laloi de Snell-Descartes (écho LLT).

L'amplitude de l'écho de diffraction est faible (environ -11 dB par rapport à l'écho decoin) et ne varie quasiment pas d'un calcul à l'autre. Par contre, lorsque la soudure estmodélisée, la position relative au maximum de cet écho est décalé de 7 mm par rapport auxdeux autres configurations. De ce fait, son temps de vol est plus court de 2.3 µs.

De même, en présence de la soudure, l'écho de coin est décalé de 10 mm et de 3 µs parrapport aux cas isotropes. Les trajectoires empruntées par les ondes pour ces deux échos sontindiquées sur la Figure 4.27. Les flèches en pointillés représentent les trajectoires des ondesrelatives aux maxima des échos en l'absence de soudure.

Les échos de coin et de diffraction sont généralement utilisés pour caractériser un défautplan. En supposant le matériau comme parfaitement isotrope et homogène, le sommet et le basde l'entaille seraient donc respectivement positionnés à des cotes de 102 et 105 mmlatéralement (contre 95 mm en réalité) et de 27.5 et 36.5 mm en profondeur (contre 31 et 41mm en réalité). Ceci induirait que l'entaille ne serait pas vue comme débouchante etprésenterait une inclinaison d'environ 18°.

Lorsque le délardage d'une pente de 15° environ est introduit et en l'absence de soudure,l'écho LLT est beaucoup moins intense. En effet, la pente du délardage modifie la directionprise par les ondes T lors de la conversion de mode par rapport au calcul avec le fond plat. Parcontre, pour la même position de traducteur un autre écho apparaît, décalé en temps de 2.3 µs(écho 4 ou LTT 1). Il est en fait la conséquence d'une conversion de mode des ondes L enondes T lors de la réflexion sur l'entaille puis d'une réflexion des ondes T sur le délardage quisont dirigées vers le point d'émergence du traducteur. Une position du traducteur plus éloignéede l'entaille que celle de l'écho LTT 1 conduit à l'apparition d'un deuxième écho LTT (écho 5ou LLT 2). Les trajets des ondes pour ces échos LTT sont indiqués sur la Figure 4.26 b).

Dans le cas du calcul avec la soudure, du fait des changements de direction des vecteursd'ondes, aucun écho LLT ou LTT n'est clairement identifié même si un groupe d'échosapparaît sur la Figure 4.25 c) pour des temps de propagation compris entre 45 et 55 µs.Certains d'entre eux sont dus aux fortes déviations des ondes T lors du passage du traducteur àl'aplomb de la soudure (cf paragraphe 4.3.3.2), les autres étant apparemment liés à la présencedu défaut.

D'autre part, la modélisation de la géométrie du fond et de la structure réels entraînentl'apparition de nombreux échos parasites dont certains ont pu être identifiés. L'écho 6


156

correspond ainsi aux ondes T, générées à l'interface d'entrée, qui vont se réfléchir sur lecordon favorablement orienté 15. On vérifie que cet écho n'est pas présent sur le Bscan relatifau calcul pour le fond plat. Dans le cas de la soudure, il est superposé avec un écho identifiécomme une réflexion des ondes T sur le délardage (écho 7). En effet, la présence de l'interfaceentre la soudure et le métal de base entraîne une courbure des ondes T dont le vecteur d'ondesdevient perpendiculaire au délardage (cf Figure 4.27 a)).

Enfin l'écho 8, qui n'est apparemment dû qu'à la présence de la structure anisotrope, seraitla conséquence d'une déviation des ondes L60 dont la partie se réfléchissant sur le cordonserait convenablement orientée pour donner une onde L ou une onde T revenant au traducteur.

La présence de ces échos parasites, spécifiquement liée à la description de la soudure,demande à être vérifiée expérimentalement.

15 Un écho LL de réflexion sur le cordon est aussi présent mais pour le visualiser sur le Bscan, il aurait fallusimuler des positions de traducteur situées avant la position minimale choisie pour les calculs.


157

a) b)

c)

Figure 4.25 : Soudure D717B - Bscans calculés pour le contrôle des blocs avec une entailledébouchante de 10 mm - a) métal de base et fond plat - b) métal de base et cordon - c)soudure et cordon

Coin (2)

Diffraction (1)

LLT (3)

Diffraction (1)

LTT 1 (4)

Coin (2)

LTT 2 (5)

TT (6)

a) b)

Figure 4.26 : Soudure D717B - Trajets des échos visualisés sur les Bscans calculés pour lesblocs isotropes avec entaille - a) fond plat - b ) introduction du cordon et des délardages

1

23

6

5

4

7

8

t (µs)

T (mm)

A (dB)A (dB)

A (dB)

t (µs)

T (mm)

t (µs)

T (mm)

10 59 10 59

10 59

30

55

30

55


158

a) b)

Figure 4.27 : Soudure D717B - contrôle du bloc avec entaille - images en amplitude maximalepour deux positions du traducteur correspondant aux maxima de l'écho de coin et de l'écho dediffraction - a) écho de coin - b) écho de diffraction

La comparaison entre ces trois configurations de calcul montrent à nouveau l'influence dela géométrie du fond de pièce et surtout de la structure des matériaux sur les réponses à uncontrôle en échographie. Une erreur sur la caractérisation du défaut est notamment à prévoir sil'anisotropie et l'hétérogénéité de la soudure ne sont pas prises en compte.

4.5 Conclusion

Les différents perturbations mises en évidence dans ce chapitre sont là encore spécifiquesdes soudures industrielles réalisées à l'électrode enrobée. En effet, l'influence de la structuresur la propagation des ultrasons pour ces soudures diffère par rapport aux souduresacadémiques : l'atténuation est plus importante, les déviations sont du même ordre mais desdivisions de faisceau engendrent l'apparition d'échos parasites. Des phénomènes depropagation différents sont par ailleurs constatés selon la position de soudage. Enfin, pour uncontrôle en T45, un défaut situé dans le métal de base n'a pas pu être détecté après unetraversée de soudure.

Le modèle de description d'une soudure industrielle en plusieurs domaines homogènespermet de prévoir ces principaux phénomènes par la simulation numérique. Une descriptionfine en domaines carrés de 2 mm, associée aux constantes d'élasticité déterminées parméthode ultrasonore, donne les résultats les plus proches de l'expérience. Cependant, unedescription plus simple en sept domaines a permis d'obtenir des résultats tout à faitsatisfaisants en échographie.

Enfin, on a démontré que cet outil pouvait aider à la prévision des résultats pour uneconfiguration rencontrée par les contrôleurs sur site.

Ondes T

CHAPITRE 5. ETUDE DES SOUDURES A STRUCTURES TRES HETEROGENES

159

CHAPITRE 5

Contrôle de soudures à structures trèshétérogènes

5. CONTRÔLE DE SOUDURES À STRUCTURES TRÈS HÉTÉROGÈNES............................................161

5.1 ETUDE EN ÉCHOGRAPHIE SUR DES DÉFAUTS CYLINDRIQUES DANS LE BLOC D496 RÉALISÉ PAR PROCÉDÉ

FIL-FLUX....................................................................................................................................................1615.1.1 Discussion sur les résultats en terme de bruit et d’atténuation ..........................................................1615.1.2 Discussion sur les résultats en terme de déviation et de vitesse..........................................................1625.1.3 Etude en modélisation avec Ultson2D ................................................................................................164

5.1.3.1 Type de description adopté ............................................................................................................................1645.1.3.2 Calcul en échographie en onde L0 .................................................................................................................164

5.2 ETUDE EN TRANSMISSION D'UNE SOUDURE RÉALISÉE PAR PROCÉDÉ TIG FIL CHAUD ..................................1665.2.1 Modélisation avec ULTSON 2D..........................................................................................................1665.2.2 Comparaison des résultats expérimentaux et calculés pour le bloc 1 ...............................................1675.2.3 Résultats expérimentaux et calculés pour le bloc 2 ............................................................................168

5.3 CONCLUSIONS.............................................................................................................................................168


160


161

5. Contrôle de soudures à structures très hétérogènes

Dans ce chapitre, nous évaluons la possibilité d'adapter la démarche évoquée dans leschapitres précédents au cas des soudures très hétérogènes. Ce problème est très peu abordédans la littérature, notamment en modélisation où il est difficile d'extraire des zoneshomogènes pour décrire ces structures.

En effet, certaines soudures ou revêtements industriels sont réalisés par un procédé deforte énergie (procédé fil-flux par exemple) générant en particulier des passes pénétrées et unestructure beaucoup plus hétérogène que celles obtenues par le procédé à l'électrode enrobée.

Nous allons étudier deux soudures de ce type : l'une réalisée par procédé fil-flux, pourlaquelle une description avec un motif régulier à l'échelle de la passe est adoptée et l'autreréalisée par procédé TIG fil chaud dont la structure apparaît plus irrégulière et nécessite dereprendre le modèle de description en domaines carrés présenté dans le paragraphe 2.5.

Comme pour les chapitres précédents, une comparaison est effectuée entre des résultatsen transmission ou en échographie et des résultats en modélisation.

5.1 Etude en échographie sur des défauts cylindriques dans lebloc D496 réalisé par procédé fil-flux

Dans un premier temps, nous allons mener cette étude prospective sur le bloc D496 dontla structure a été décrite dans le chapitre 2 (Figure 2.3). Nous rappelons qu’elle présente denombreux changements dans l’orientation des grains colonnaires, ces derniers ne sedéveloppant que sur un maximum de deux ou trois passes. De manière identique aux souduresacadémiques étudiées dans le chapitre 3, deux trous vus suivant des génératrices de 2 mm dediamètre ont été implantés à des profondeurs de 20 et 40 mm. Nous présentons les résultatsexpérimentaux avec les traducteurs monoéléments au contact à 0, 45 et 60° en ondes decompression et à une fréquence de 2.25 MHz. Les ondes de cisaillement ne sont pas étudiéescar de nombreux résultats expérimentaux [DEV 94] montrent que, dans ces structures, ladiffusion pour ce type d'ondes est trop importante et permet difficilement de les utiliser à desfins de contrôle.

5.1.1 Discussion sur les résultats en terme de bruit et d’atténuation

Les résultats pour cette soudure sont fournis dans le Tableau 5.1. Nous indiquons lesrapports signal/bruit et la perte d'amplitude pour un même défaut entre une propagation dansle joint soudé et une propagation dans le métal de base isotrope.


162

Tableau 5.1 : Perte de gain par rapport à la référence et valeurs de rapport signal sur bruit pourle bloc D496

Traducteurs Profondeur défaut(mm)

Rapport signal/bruit(dB)

Perte d'amplitude parrapport à la référence (dB)

V106-0° 20 20.5 6.32,25 MHz 40 13.0 6.4

59CW-60° 20 6.8 9.02,25 MHz 40 Non détecté Non détecté

59CW-45° 20 9.2 11.7

2,25 MHz 40 2.0 17.8

En L0, les deux échos sont détectés et les valeurs des grandeurs étudiées sont proches decelles trouvées pour la soudure académique D703.

En ce qui concerne les ondes L45 et L60, les rapports signal/bruit sont nettement plusfaibles et surtout les pertes d'amplitude par rapport à la référence sont sensiblement plusélevées que lors des contrôles des soudures académiques. Le défaut à 40 mm de profondeurn’est d'ailleurs pas détecté avec le capteur en onde L60 dans le bloc D496. Pour ce traducteur,les trajets ultrasonores sont trop importants par rapport à la forte diffusion dans ce type desoudure pour pouvoir détecter un défaut en profondeur. De plus les effets de focalisation dufaisceau, mis en évidence pour les soudures académiques, ne sont plus présents et necompensent donc plus en partie l'atténuation intrinsèque du matériau.

Enfin, les fluctuations des amplitudes sont importantes selon la ligne de balayageanalysée. Ainsi pour le traducteur V106 en L0, le défaut à 40 mm est clairement détecté surcertaines courbes échodynamiques (Figure 5.1 - a)), alors qu'il est difficilement distingué dubruit pour d'autres (Figure 5.1 - b)) (les lignes pointillées verticales indiquent la position desdeux défauts). Les fluctuations en temps et en position en balayage des maxima des échossont, comme pour les soudures académiques, assez faibles (écarts-type mm de 0.1 µs et de 2mm pour le défaut à 40 mm de profondeur).

a) b)

Figure 5.1 : Bloc D496 - Courbes échodynamiques expérimentales pour l'acquisition en L0(traducteur V106) - a) Ligne de balayage avec détection de l'écho à 40 mm de profondeur - b)Ligne de balayage sans détection du défaut

5.1.2 Discussion sur les résultats en terme de déviation et de vitesse

Les mesures de déviation par rapport à la référence sont peu marquées quelle que soitl’incidence du faisceau (Tableau 5.2). D'autre part, des mesures approchées de vitesse des

A

T

0 130

A

T

0 130

Défaut à20 mm

Défaut à40 mm

Défaut à20 mm

Défaut à40 mm ??


163

ondes quasi-longitudinales sont effectuées à partir des différences de trajet et de temps deparcours des ultrasons sur les deux défauts pour les incidences 0 et 45°. Cette vitesse ne variequasiment pas avec l'angle de propagation et elle est sensiblement égale à celle du métal debase isotrope qui vaut, pour rappel, 5740 m/s.

On constate que cette soudure a un comportement très différent des souduresacadémiques étudiées au chapitre 3 pour lesquelles l'anisotropie et la relative homogénéité dela structure engendraient des déviations et des variations de vitesse des ondes ultrasonoresselon la direction de propagation.

Tableau 5.2 : Valeurs de déviations par rapport à la référence et mesures de vitesses pour lecontrôle en ondes de compression de la soudure D496

Type d'onde Déviation/référence (mm) Vitesse (m/s)Défaut à 20 mm Défaut à 40 mm

L0 - 2 MHz 2 0 5710L45 - 2 MHz 1 1 5800L60 - 2 MHz 2 / /

Cette soudure pourrait donc à première vue être considérée comme isotrope. Cependant,un essai en transmission en L0 à 2.25 MHz montre, que cette approximation serait erronéepuisque la courbe échodynamique (Figure 5.2) révèle des divisions de faisceau et non pas unfaisceau symétrique comme attendu pour un milieu isotrope.

Figure 5.2 : Courbe échodynamique pour un essai en transmission en L0 à 2.25 MHz dans lebloc D496

A

T-36 +20

Position du point d'émergencede l'émetteur


164

5.1.3 Etude en modélisation avec Ultson2D

L’objectif de ce paragraphe est d'évaluer la possibilité d’adapter la démarche demodélisation évoquées dans les paragraphes précédents pour le bloc hétérogène D496.

5.1.3.1 Type de description adopté

L'observation métallographique du bloc D496 (Figure 2.3) montre que la passe desoudage constituerait en première approximation un motif assez régulier se répétant dansl’ensemble de la soudure.

Ce bloc sera donc décrit en tenant compte de la forme de la passe, chaque passe étantdivisée en deux secteurs constitués de matériaux orthotropes possédant les mêmes propriétésd’élasticité (par rapport à leurs repères de symétrie) mais les orientations des grains sontsymétriques (Figure 5.3). Les constantes d’élasticité choisies sont celles déterminées parméthode ultrasonore sur un échantillon de la soudure industrielle rélaisée à l'électrode et enposition à plat.

Trois calculs ont été lancés en choisissant arbitrairement les orientations alternéessuivantes : -45° et +45°, -30° et +30°, -15° et +15°. Une première statistique en analysed’images montre qu’en fait l’orientation de la majorité des grains est comprise dans unetranche entre -30 et +30°.

5.1.3.2 Calcul en échographie en onde L0

On rappelle qu’expérimentalement, un écho pour le défaut à 40 mm était détecté surcertaines lignes de balayage mais n’apparaissait pas pour d’autres.

En modélisation, la description à -45° et +45° n’est pas appropriée. En effet, cesorientations correspondent, pour une incidence normale, à un cas de contrôle favorable. Lefaisceau n’est alors jamais dévié, peu réfléchi aux interfaces et est même focalisé par rapport àsa divergence naturelle. L’intensité du pic pour le défaut à 40 mm (courbe en rouge sur laFigure 5.4) est donc beaucoup trop élevée par rapport aux résultats expérimentaux. L'échorelatif au défaut à 20 mm, non représenté sur la courbe, a une intensité équivalente.

Avec la description à -15 et +15°, le défaut à 40 mm n'est cette fois-ci pas détecté commele montre la courbe échodynamique de la Figure 5.4. L’effet combiné de la perte d’intensité àchaque interface (réflexions et conversions de modes éventuelles) et du bruit créé de cettemanière empêche la détection d'un défaut trop profond. Les ondes rétrodiffusées sontd'ailleurs bien visibles sur l'image instantanée de la Figure 5.5.

La description à -30 et +30° donne une courbe échodynamique (Figure 5.6) correspondantà un cas intermédiaire entre les deux extrêmes observés expérimentalement et indiqués Figure5.1. En effet, le défaut à 40 mm est détecté mais le rapport signal sur bruit n'est que de 3.5 dBcontre une valeur de 13 dB dans le cas le plus favorable. Cette description semble la plusappropriée parmi les trois testées pour caractériser la propagation des ondes dans le blocD496. Les interfaces marquées rendraient notamment compte de manière réaliste de la


165

diffusion des ultrasons dans cette soudure. Pour cette description, l'introduction d'uncoefficient d'atténuation ne semble donc plus nécessaire.

D'autre part, les valeurs de déviation et d'écarts en temps par rapport à la référencetrouvées avec cette description sont faibles voire nulles, ce qui est cohérent avec l’expérience.

Les travaux futurs consisteront à modéliser le contrôle en L45 et à décrire plus finementla structure en divisant la passe en trois voire quatre secteurs (des problèmes au niveau duprogramme de maillage n’ont pour l’instant pas permis de lancer les calculs).

Figure 5.3 : Description du bloc D496 pourles calculs en modélisation

Figure 5.4 : Bloc D496 - Courbeéchodynamique calculée - inclinaisons desgrains de -15/+15° (en noir) et de -45/+°45(en rouge)

Figure 5.5 : Bloc D496 - image instantanée àla fin du trajet aller dans la soudure -inclinaisons des grains de -15/+15°

Figure 5.6 : Bloc D496 - Courbeéchodynamique calculée - inclinaisons desgrains de -30/+30°

↑A

Défaut à20 mm

Défaut à40 mm

Défaut à20 mm

Défaut à40 mm


166

5.2 Etude en transmission d'une soudure réalisée par procédéTIG fil chaud

L'objectif de ce paragraphe est de reprendre en modélisation l'étude expérimentale entransmission effectuée par Devoye [DEV 94] sur une soudure réalisée par procédé TIG filchaud. L'énergie de soudage élevée (environ 2.2 kJ/mm) et la procédure de soudageconduisent à une structure très hétérogène et irrégulière avec de multiples orientations degrains.

Deux blocs (bloc 1 et bloc 2) de forme semi-cylindrique et de 45 mm de rayon ont étéprélevés dans cette soudure. Devoye a alors mené une étude en transmission avec untraducteur en L0 à l'émission et une sonde EMAT en réception (Figure 5.7). L'émetteur estplacé au centre de la surface plane.

Figure 5.7 : Mode opératoire des essais en transmission dans l'étude de Devoye [DEV 94]

5.2.1 Modélisation avec ULTSON 2D

Nous nous intéressons aux résultats obtenus à une fréquence de 4 MHz pour un traducteurde 24 mm de diamètre.

Pour une première approche en modélisation, nous décidons de décrire la structure pardes domaines carrés de 5 mm de côté. En effet, aucun motif se répétant au sein de la souduren'a été trouvé. Comme pour les études sur les soudures à l'électrode enrobée, l'orientationmoyenne des grains dans chaque domaine est déterminée par analyse d'images sur des coupesmétallographiques.

D'autre part, il n'est pas possible avec ULTSON 2D de modéliser les amplitudes dedéplacement sur une surface de réception de forme circulaire. La zone modélisée correspondalors à la zone rectangulaire de la Figure 5.7. Les conclusions quant aux amplitudes relativesdes différents pics seront donc un peu faussées par rapport aux résultats expérimentaux.

Emetteur

Sonde EMAT

Zone modélisée

30°

Bloc semi-cylindrique


167

5.2.2 Comparaison des résultats expérimentaux et calculés pour le bloc 1

Expérimentalement, le Cscan et la courbe échodynamique révèlent une division très nettedu faisceau en 5 pics distincts. Ce résultat est tout à fait cohérent avec la forte hétérogénéité dela structure et confirme les difficultés rencontrées pour contrôler par ultrasons ce type desoudures.

Le calcul avec ULTSON 2D permet de retrouver ces pics avec des positionnements et desamplitudes très acceptables (Figure 5.9 et Tableau 5.3). On note juste une inversion sur laposition du maximum entre les deux pics centraux. Les différents pics sont repérés dans leTableau 5.3 par leur position angulaire par rapport à la verticale au centre du bloc.

Figure 5.8 : Courbe échodynamique et Cscan expérimentaux pour l’acquisition entransmission en L0 dans le bloc 1 (d'après DEV [94])

Figure 5.9 : Courbe échodynamique calculée en transmission pour le bloc 1

Tableau 5.3 : comparaison des résultats expérimentaux et théoriques pour le bloc 1

Trad. 4 MHz- ∅∅∅ ∅ 24 mm Position et amplitude des picsExpérience -33° -18° -2° 9° 23°

-9 dB -5 dB 0 dB -7 dB -5 dBCalcul / -20° -2° 9° 20°

/ -5 dB -1.5 dB 0 dB -6.5 dB


168

5.2.3 Résultats expérimentaux et calculés pour le bloc 2

Le Cscan expérimental fait cette fois-ci apparaître quatre pics distincts dont deux de defortes intensités (Figure 5.10). Ces deux pics sont à nouveau retrouvés avec une bonneprécision par le calcul (Figure 5.11 et Tableau 5.4).

Figure 5.10 : Cscan expérimental pourl’acquisition en transmission en L0 dans lebloc 2 (d'après [DEV 94])

Figure 5.11 : Courbe échodynamiquecalculée en transmission pour le bloc 2

Tableau 5.4 : Comparaison des résultats expérimentaux et théoriques pour le bloc 2

Trad. 4 MHz- 24 mm Position et amplitude des picsExpérience -27° -10° 1° 12°

-6 dB -0.5 dB 0 dB -9 dBCalcul -20° -10° 3.5° 13.5°

-15 dB -2.5 dB 0 dB -12 dB

5.3 Conclusions

Deux modèles de description ont été appliqués selon l’hétérogénéité des deux souduresétudiées. Une modélisation symétrique à l'échelle de la passe a permis de retrouver lesphénomènes mis en évidence en échographie sur deux défauts cylindriques implantés dans unbloc réalisé par procédé fil-flux. Le second bloc à la structure encore plus complexe car plusirrégulière, a été modélisé suffisamment finement (domaines carrés de 5 mm) pour reproduirepar la simulation les courbes échodynamiques expérimentales obtenues en transmission.

La voie suivie pour décrire ces soudures fortement hétérogènes est encourageante etdemande à être développée. Il est nécessaire de confirmer ces résultats sur d’autres types desoudure. Enfin, des calculs en transmission sur le bloc réalisé par procédé fil-flux devront êtrelancés pour conclure quant à la validité de la description en domaines symétriques pour cemode de contrôle ou à la nécessité de modéliser plus finement la structure.

CONCLUSION GENERALE ET PERSPECTIVES

169


L'objectif de l'étude présentée dans ce manuscrit a été de caractériser des soudures enacier austénitique inoxydable pour fournir aux codes de calcul adaptés à ces structurescomplexes, une description permettant de rendre compte des phénomènes réels. On a montréque les perturbations du faisceau ultrasonore se propageant dans ces soudures peuvent êtreanalysées par simulation.

L'étude bibliographique et l'expérience ont révélé que le procédé de soudage a uneinfluence primordiale sur le contrôle par ultrasons des soudures austénitiques. De nombreuxtypes de structures de solidification sont susceptibles d'être rencontrés. Ils présentent un pointcommun : une anisotropie locale des propriétés élastiques due à une croissance préférentielledes grains selon un axe cristallographique <100>. La symétrie polycristalline est alorsorthotrope. Les perturbations du faisceau ultrasonore, liées à l'anisotropie doublée dans laplupart des cas d'une croissance inhomogène des grains d'austénite, seront différentes d'unestructure à l'autre.

La première étape de l'étude a consisté à caractériser entièrement les différents types desoudures en acier inoxydable austénitique, c'est-à-dire à déterminer l'orientation des axes desymétrie et les constantes d'élasticité des milieux orthotropes. Les différentes méthodesd'analyse testées (diffraction des rayons X, EBSD, mesures de vitesses ultrasonores) ontdonné des résultats comparables. Dans le cas des soudures inhomogènes, une description àune échelle macroscopique en domaines homogènes est définie par analyse d'images, sur descoupes métallographiques. A partir de ce modèle de description des soudures, les trajectoiresprises par les ondes ultrasonores peuvent alors être déterminées à l'aide de logiciels demodélisation.

La seconde étape de l'étude a consisté à valider ce modèle de description en comparant lesrésultats expérimentaux et les résultats de calcul sur des cas de contrôle. L'étude aprincipalement porté sur des soudures réalisées à l'électrode enrobée, c'est à dire un procédéde faible énergie générant des lignes de solidification marquées. Les déviations et divisionsconséquentes du faisceau ultrasonore observées lors d'essais en échographie ou entransmission sont dans la majorité des cas bien retranscrites par la simulation. Par ailleurs, ona démontré l'intérêt de disposer de deux codes complémentaires : ULTSON, code exact auxéléments finis et bien adapté pour les cas restreints à un problème 2D et CHAMP-SONS, codesimplifié semi-analytique permettant de traiter une propagation 3D des ondes.

Alors que la plupart des articles dans la littérature font appel à des descriptionssimplifiées de soudures, nous montrons l'importance de déterminer avec précision l'orientationdes grains d'austénite dans les joints soudés. Une simplification trop grande conduit à desprévisions erronées des trajets ultrasonores. D'autre part, des erreurs conséquentes sontconstatées pour certaines directions de propagation si les constantes d'élasticité ne sont pasadaptées. Les valeurs déterminées à partir de mesures de vitesses ultrasonores se sont révéléesfiables pour les cas que nous avons étudiés.


170

L'étude de soudures fortement hétérogènes a été abordée. Comme attendu, desperturbations spécifiques à ce type de structure ont été mises en évidence (faible déviationmais division importante du faisceau, bruit de structure élevé). Une première approche enmodélisation, en adaptant les descriptions utilisées pour les soudures à l'électrode enrobée, apermis de dégager des voies pour retrouver les divisions et le bruit de structure par le calcul.

L'étude de l'atténuation a été abordée et des premières mesures ont confirmé que cettegrandeur a bien un caractère anisotrope. Pour une structure avec une croissance quasi-unidirectionnelle des grains, un coefficient unique d'atténuation a été introduit dans ULTSON2D. Les premiers résultats ont permis de retrouver en modélisation des rapports d'amplitudeentre deux échos en bonne corrélation avec les résultats expérimentaux.

En conclusion, le couplage entre un modèle de description des soudures et un code desimulation adapté aux matériaux anisotropes et hétérogènes apparaît comme un outil utile etrobuste pour la compréhension et la prévision des perturbations des ondes ultrasonores dansces structures complexes.

Cette étude pourrait être étendue à d'autres cas industriels, c'est à dire à une plus grandegamme de soudures (soudure en inconel par exemple) et à d'autres types de défauts. A cesujet, le développement d'une nouvelle génération de codes de calcul aux éléments finis 3Ddevrait permettre dans un proche avenir de déterminer les réponses dues aux interactions entrele faisceau ultrasonore et des défauts de forme et d'orientation complexes dans les milieuxanisotropes et hétérogènes [TSO 99].

Le modèle de description proposé nécessite, pour l'instant, une caractérisation de lastructure par des méthodes destructives, sur des échantillons prélevés dans des maquettesreprésentatives des soudures à contrôler. Un prolongement utile serait de pouvoir prévoir demanière non destructive la structure de la soudure à partir de la connaissance des conditionsde soudage (mode opératoire, cahier de soudage). Une étude est en cours sur ce sujet[COR 00].

En ce qui concerne l'atténuation, l'objectif est maintenant d'introduire un coefficientpropre à chacune des zones décrivant la structure d'une soudure industrielle inhomogène.D'autre part, il serait intéressant de caractériser d'autres soudures, afin de voir commentévoluent les valeurs du coefficient d'atténuation en fonction de la taille des grains. Desmesures pour les ondes quasi-transversales sont aussi à envisager.

Une étude expérimentale du signal rétrodiffusé en fonction des paramètres structuraux(orientation et taille des grains) doit être entreprise. On s'attend notamment à observer unevariation du bruit de structure en fonction de l'orientation calquée sur la variation ducoefficient d'atténuation.

Enfin, l'intérêt d'appliquer un traitement du signal adapté afin de diminuer le bruit destructure, a été entrevu sur certains cas de contrôle. Une étude plus approfondie, notammentsur les soudures hétérogènes, est à prévoir. De nouvelles méthodes de traitement, telle que ladéconvolution a priori [GAU 00], pourraient être utilisées.

TABLE DES FIGURES

171

TABLE DES FIGURES

Figure 1.1 : Effets du gradient thermique sur la surfusion constitutionnelle.........................................24

Figure 1.2 : croissance selon le mode cellulaire-dendritique.................................................................24

Figure 1.3 : Types de solidification en fonction des valeurs de CL et de D*G/ R ..............................25

Figure 1.4 : Positions relatives des modes de solidification sur une coupe du diagramme ternaire......26

Figure 1.5 : Croissance épitaxiale et sélective pour une trajectoire de solidification T donnée ...........27

Figure 1.6 : forme du bain de fusion ......................................................................................................29

Figure 1.7 : Principaux aspects de la structure de solidification en fonction de la vitesse desoudage : vues en plan et coupes transversales. .................................................................30

Figure 1.8 : Direction du flux thermique pour une soudure horizontale-verticale ................................31

Figure 1.9 : Direction du flux thermique pour une soudure à plat.........................................................31

Figure 1.10 : Soudure en corniche - couches déposées à 55 ° de l'axe des............................................31

Figure 1.11 : Caractéristiques des trois ondes solutions de l'équation de propagation..........................36

Figure 1.12 : Directions des vitesses de phase et de groupe et définition de l'angle ∆..........................37

Figure 1.13 : Variations de l’angle de déviation ∆ en fonction de l'angle θ..........................................38

Figure 1.14 : Trajets des rayons dans un plan principal d'une soudure austénitique d'après le codeRAYTRAIM .....................................................................................................................39

Figure 1.15 : Sections des surfaces caractéristiques des ondes QL et QTV dans le plan principal( 2rx , 3

rx ). ...........................................................................................................................40

Figure 1.16 : Représentation qualitative de l'influence des matériaux à grains fins et à gros grainssur les spectres de fréquence d'impulsions larges et brèves .............................................46

Figure 1.17 : Schéma d'ensemble du circuit primaire principal des réacteurs à eau pressurisée...........48

Figure 2.1 : Repère de référence et termes liés à la soudure..................................................................53

Figure 2.2 : Définition des deux plans de coupe pour les observations macrographiques ....................56

Figure 2.3 : Macrographie de la soudure D496 dans le plan (TV) ........................................................57

Figure 2.4 : Macrographies de la maquette soudée D703 dans le plan (TV).........................................58

Figure 2.5 : Macrographies de la maquette soudée D704 dans le plan (TV).........................................58

Figure 2.6 : Macrographie de la maquette soudée D703 dans le plan (SV) ..........................................58

Figure 2.7 : Macrographie de la maquette soudée D704 dans le plan (SV) ..........................................58

Figure 2.8 : Macrographie de la maquette D717D (position à plat) dans le plan (TV) .........................59

Figure 2.9 : Macrographie de la maquette D717D (position à plat) dans le plan (SV) .........................59

Figure 2.10 : Macrographie de la maquette D717E (position montante) dans le plan (TV) .................60

Figure 2.11 : Macrographie de la maquette D717E (position montante) dans le plan (SV)..................60

Figure 2.12 : Macrographie de la maquette D717E (position montante) dans le plan (TV').................60

Figure 2.13 : Macrographie de la maquette D717F (position plafond) dans le plan (TV) ....................61

Figure 2.14 : Macrographie de la maquette D717F (position plafond) dans le plan (SV) ....................61

TABLE DES FIGURES

172

Figure 2.15 : Enchaînement des passes pour la maquette D717D .........................................................62

Figure 2.16 : Micrographie dans le plan (TV) .......................................................................................63

Figure 2.17 : Micrographie dans le plan (ST)........................................................................................63

Figure 2.18 : Définition des angles d'Euler ϕ1, φ et ϕ2 (définition dite de Bunge) ................................65

Figure 2.19 : Macrographie de la soudure D717D dans le plan (TV) et schéma de prélèvement deséchantillons pour l'analyse en diffraction des RX et en EBSD ........................................66

Figure 2.20 : D717D coeur - Figure de pôles {200} - Axe [001] incliné de 10° dans le sens travers...67

Figure 2.21 : D717D coeur - Figure de pôles {111}..............................................................................67

Figure 2.22 : D717D coeur - Figure de pôles {220}..............................................................................67

Figure 2.23 : D717D chanfrein - Figure de pôles {200}........................................................................67

Figure 2.24 : Echantillon D717D coeur - Coupes de la FDOC selon ϕ1 - pas de 15° ..........................68

Figure 2.25 : Définition des angles β et ω.............................................................................................71

Figure 2.26 : Diffraction des électrons...................................................................................................72

Figure 2.27 : Exemple d’indexation de clichés de diffraction ...............................................................72

Figure 2.28 : Résultats de l'analyse EBSD sur l'échantillon prélevé dans la soudure D717D...............73

Figure 2.29 : Plan de prélèvement des éprouvettes pour l’analyse en diffraction des RX et pourl’analyse EBSD dans la soudure D717F...........................................................................74

Figure 2.30 : Orientations de l’axe de fibre <100> pour les quatre échantillons prélevés dans lebloc D717F .......................................................................................................................75

Figure 2.31 : Figures de pôles {111}, {200} et {220} pour la zone inférieure de l’analyse EBSD......76

Figure 2.32 : Visualisation en couleur des points de mesure possédant un axe <100> commun..........76

Figure 2.33 : Vitesses de phase des ondes QL dans le plan principal (rx2 ,

rx3 ) en fonction de

l'angle entre la direction de propagation et l'axe des grains pour deux soudures en Vet une soudure en U ..........................................................................................................78



propagation et l'axe des grains (angle θ) pour quatre jeux de constantes d'élasticité ......80

Figure 2.35 : Angle de déviation (angle ∆) entre les vitesses d'énergie et de phase dans le plan(rx2 ,

rx3 ) en fonction de l'angle entre la direction de propagation et l'axe des grains ......81

Figure 2.36 : Mesures de vitesse en incidence oblique (d'après [DUB 96])..........................................82

Figure 2.37 : Principe de l'identification des constantes d'élasticité par optimisation...........................83

Figure 2.38 : Validation du processus d'optimisation - ondes QL ........................................................85

Figure 2.39 : Validation du processus d'optimisation - ondes QT rapides ............................................86

Figure 2.40 : Zones de prélèvement des échantillons dans le métal de base .........................................87

Figure 2.41 : Evolution des vitesses des ondes QL pour les échantillons D717D3 et D717D4............88

Figure 2.42 : Evolution des vitesses des ondes QTV pour l'échantillon D717D3 dans le plan P0 .........88

Figure 2.43 : Vitesses expérimentales (points) et recalculées (courbes) pour l'échantillon prélevédans la maquette D717D...................................................................................................90

Figure 2.44 : Vitesses expérimentales (points) et recalculées (courbes) pour l'échantillon prélevédans la maquette D717F ...................................................................................................91



propagation et l'axe des grains pour quatre soudures .......................................................91

Figure 2.46 : Soudure industrielle du circuit primaire en position à plat (ref D717B)- traitementde binarisation ..................................................................................................................95

TABLE DES FIGURES

173

Figure 2.47 : Soudure D717B - Description en 7 domaines anisotropes homogènes............................96

Figure 3.1 : Principe des essais en transmission pour la soudure D704 ..............................................102

Figure 3.2 : Visualisations cscan pour les acquisitions en transmission en L0 dans le bloc D704 .....103

Figure 3.3 : Courbes échodynamiques pour les acquisitions en transmission en L45.........................105

Figure 3.4 : Etude en L0 dans la soudure D704 - Cscan calculé avec CHAMPSON 3D ....................106

Figure 3.5 : Principe des essais en échographie pour les soudure D703 et D704................................107

Figure 3.6 : Visualisations des données ultrasonores pour l'acquisition en L45 dans le bloc D704 ...108

Figure 3.7 : Vue Bscan de l’acquisition en T45 dans la soudure D704...............................................113

Figure 3.8 : Description en domaines carrés de la soudure D704 pour les calculs avecULTSON2D......................................................................................................................114

Figure 3.9 : Contrôle en L0 de la soudure D704 - comparaison entre courbes échodynamiquesexpérimentale et calculées pour les jeux de constantes d'élasticité 1 et 4........................116

Figure 3.10 : Résultats obtenus avec ULTSON 2D pour le contrôle en T45 de la soudure D704 .....120

Figure 3.11 : Tracés des surfaces des lenteurs des ondes de cisaillement pour le métal de base etpour la soudure austénitique D704 .................................................................................121

Figure 3.12 : Prélèvement des échantillons pour les mesures d'atténuation ........................................123

Figure 3.13 : Mesures d'atténuation des ondes quasi-longitudinales en fonction de l'orientation dela texture dans des soudures austénitiques .....................................................................124

Figure 4.1 : Bloc D717DX1 - Etude en transmission en mode L0 pour la position P1.......................130

Figure 4.2 : Bloc D717DX1 - Etude en transmission en mode L0 pour la Position P2.......................131

Figure 4.3 : Bloc D717DX1 - Etude en transmission en mode L45 pour la Position P3.....................132

Figure 4.4 : Bloc D717DX1 - Etude en transmission en mode L45 pour la Position P4.....................133

Figure 4.5 : Descriptions du bloc D717DX1 en modélisation.............................................................135

Figure 4.6 : Soudure D717D - Courbes échodynamiques en transmission en L0 et en position P1....136

Figure 4.7 : Métal de base du bloc D717DX1 - Courbes échodynamiques expérimentale etcalculée (représentation du module des déplacements) pour l'acquisition entransmission en L45..........................................................................................................137

Figure 4.8 : Bloc D717DX1 - Courbes échodynamiques calculées pour l’étude en L45 avec desdescriptions en 12 domaines et des carrés de 2 mm de côté.............................................138

Figure 4.9 : Bloc D717E2 - Cscans pour l'étude en transmission en mode L0 (seuillage à -6 dB) ....139

Figure 4.10 : Bloc D717F2 - Cscans pour l'étude en transmission en mode L0 (seuillage à -6 dB) ...140

Figure 4.11 : Bloc D717F2 - courbes échodynamiques en L45 pour la position P3 ...........................141

Figure 4.12 : Bloc D717F2 - courbes échodynamiques en L45 pour la position P4 ...........................141

Figure 4.13 : Résultats des calculs 2D pour la maquette D717E.........................................................142

Figure 4.14 : Mode opératoire du contrôle en échographie et en L0 du bloc CPY1 ...........................144

Figure 4.15 : Bloc CPY1 - Bscans expérimentaux en L0- a) bloc sans défaut - b) bloc avec défaut ..144

Figure 4.16 : Contrôle en L0 du bloc CPY1 - Bscan obtenu par un calcul ULTSON2D ....................146

Figure 4.17 : Contrôle en L0 du bloc CPY1 ........................................................................................146

Figure 4.18 : Contrôle en L0 du bloc CPY1 - Images en amplitude maximale ...................................146

Figure 4.19 : Contrôle en L0 du bloc CPY1 ........................................................................................147

TABLE DES FIGURES

174

Figure 4.20 : Mode opératoire des contrôles en échographie en L35, L45 et L60 dans le blocCPY1...............................................................................................................................148

Figure 4.21 : Bloc CPY1 - Bscans expérimentaux en L45 pour la direction D1.................................149

Figure 4.22 : Bscan pour l’étude en échographie et en T45 du bloc CPY1.........................................152

Figure 4.23 : Bscan pour l’étude en échographie et en T45 du bloc CPY1.........................................152

Figure 4.24 : Calcul pour une propagation en T45 dans le bloc CPY1 ...............................................153

Figure 4.25 : Soudure D717B - Bscans calculés pour le contrôle des blocs avec une entailledébouchante de 10 mm ...................................................................................................157

Figure 4.26 : Soudure D717B - Trajets des échos visualisés sur les Bscans calculés pour les blocsisotropes avec entaille.....................................................................................................157

Figure 4.27 : Soudure D717B - contrôle du bloc avec entaille - images en amplitude maximalepour deux positions du traducteur ..................................................................................158

Figure 5.1 : Bloc D496 - Courbes échodynamiques expérimentales pour l'acquisition en L0 ............162

Figure 5.2 : Courbe échodynamique pour un essai en transmission en L0 à 2.25 MHz dans le blocD496 .................................................................................................................................163

Figure 5.3 : Description du bloc D496 pour les calculs en modélisation ............................................165

Figure 5.4 : Bloc D496 - Courbe échodynamique calculée - inclinaisons des grains de -15/+15°(en noir) et de -45/+°45 (en rouge)...................................................................................165

Figure 5.5 : Bloc D496 - image instantanée à la fin du trajet aller dans la soudure ...........................165

Figure 5.6 : Bloc D496 - Courbe échodynamique calculée - inclinaisons des grains de -30/+30°......165

Figure 5.7 : Mode opératoire des essais en transmission dans l'étude de Devoye...............................166

Figure 5.8 : Courbe échodynamique et Cscan expérimentaux pour l’acquisition en transmissionen L0 dans le bloc 1..........................................................................................................167

Figure 5.9 : Courbe échodynamique calculée en transmission pour le bloc 1.....................................167

Figure 5.10 : Cscan expérimental pour l’acquisition en transmission en L0 dans le bloc 2...............168

Figure 5.11 : Courbe échodynamique calculée en transmission pour le bloc 2...................................168

Figure B.1 : Exemples de procédés de soudage ...................................................................................190

Figure E.1 : Principe de la mesure en réflexion...................................................................................195

Figure E.2 : principe de la projection stéréographique ........................................................................196

Figure F.1 : Soudure D717E - Figure de pôles {200}..........................................................................197

Figure F.2 : Soudure D717F - Figure de pôles {200}..........................................................................197

Figure F.3 : Soudure D703 - Figure de pôle {200}..............................................................................197

Figure F.4 : Soudure D704 - Figure de pôle {200}..............................................................................197

Figure J.1 : Caractérisation par microscopie acoustique d'une soudure ..............................................211

Figure K.1 : Schéma du montage pour les acquisitions ultrasonores ..................................................213

Figure K.2 : Repérage des différentes représentations des données ultrasonores ...............................214

Figure L.1 : Acquisitions de signaux en simple transmission pour les mesures d'atténuation ............215

LISTE DES TABLEAUX

175

LISTE DES TABLEAUX

Tableau 1.1 : Changements d'indices : passage de la notation tensorielle à la notation matricielle......34

Tableau 2.1 : Composition du métal d’apport pour les soudures D703 et D704...................................54

Tableau 2.2 : Description des soudures académiques............................................................................54

Tableau 2.3 : Composition du métal d’apport pour les soudures du circuit primaire étudiées .............55

Tableau 2.4 : Valeurs maximales des FDOC et angles d'Euler associés ...............................................68

Tableau 2.5 : Orientations des grains colonnaires mesurées par analyse d'images et par diffractiondes RX..............................................................................................................................71

Tableau 2.6 : Valeurs de constantes d'élasticité (en GPa) représentatives de soudures en acier detype 316L et 304L ............................................................................................................79

Tableau 2.7 : Valeurs fictives des constantes d’élasticité (GPa) et des angles d’Euler (degrés) ..........85

Tableau 2.8 : Echantillon D717D3 : constantes d'élasticité (GPa) optimisées dans le plan P0 .............88

Tableau 2.9 : Valeurs des constantes d’élasticité (GPa) déterminées par optimisation ........................90

Tableau 2.10 : Comparaison entre les valeurs des angles d’Euler (degrés)...........................................92

Tableau 2.11 : Valeurs de constantes d'élasticité (GPa) et d'angles d'Euler (degrés) pour lasoudure D717F obtenues avec deux jeux d'initialisation différents ..............................92

Tableau 2.12 : Valeurs des quatre constantes d'élasticité (GPa) après optimisation dans le plan 90....92

Tableau 3.1 : Résultats expérimentaux en transmission en L0 pour le bloc D704..............................104

Tableau 3.2 : Résultats expérimentaux en transmission en L45 pour le bloc D704............................105

Tableau 3.3 : Caractéristiques des traducteurs monoéléments pour l'étude en échographie ...............107

Tableau 3.4 : Valeurs des déviations et des écarts en temps entre les acquisitions dans la soudureD704 et la référence pour des contrôles en ondes de compression................................109

Tableau 3.5 : Valeurs des déviations et des écarts en temps entre les acquisitions dans la soudureD703 et la référence pour des contrôles en ondes de compression................................109

Tableau 3.6 : Angles de propagation et vitesses d'énergie dans les blocs D703 et D704....................111

Tableau 3.7 : Positionnement des défauts sur les Bscans vrais en prenant en compte l'anisotropie ...112

Tableau 3.8 : Valeurs des déviations et des écarts en temps entre les acquisitions dans la soudureD704 et la référence pour des contrôles en ondes de cisaillement à 45° .......................113

Tableau 3.9 : Comparaison calcul/expérience pour le contrôle en L0 sur les défauts situés à 20 et40 mm de profondeur dans la soudure D704 .................................................................115

Tableau 3.10 : Comparaison calcul/expérience pour le contrôle en L0 sur les défauts situés à 20 et40 mm de profondeur dans la soudure D703 ...............................................................116

Tableau 3.11 : Comparaison calcul/expérience pour le contrôle en L45 sur le défaut situé à 40mm de profondeur dans la soudure D703 ....................................................................116

Tableau 3.12 : Comparaison calcul/expérience pour le contrôle en L45 sur le défaut situé à40 mm de profondeur dans la soudure D703 ...............................................................117

Tableau 3.13 : Comparaison calcul/expérience pour le contrôle en T45 sur les défauts situés à 20et 40 mm de profondeur dans la soudure D704 ...........................................................118

Tableau 3.14 : Ecarts d'amplitude expérimentaux et théoriques entre les maxima des échos dusaux réflexions en L60 sur les deux défauts implantés dans la soudure D704 .............125

TABLE DES FIGURES

176

Tableau 3.15 : Ecarts d'amplitude pour des calculs en L60 entre les maxima d'un même défautsitué dans le métal de base et dans la soudure D704 ...................................................125

Tableau 4.1 : Bloc D717DX1 - caractéristiques du faisceau transmis en L0 pour la position P1.......130

Tableau 4.2 : Bloc D717DX1 - caractéristiques du faisceau transmis en L45 en position P3 ............132

Tableau 4.3 : Bloc D717E2 - caractéristiques du faisceau transmis en L0 et en position P1..............139

Tableau 4.4 : Bloc D717F2 - caractéristiques du faisceau transmis en L0 et en position P1..............140

Tableau 4.5 : Résultats expérimentaux du contrôle en L35, L45 et L60 dans le bloc CPY1 ..............149

Tableau 4.6 : Bloc CPY1 - Résultats des calculs en échographie pour le mode L35 en D2 ...............150



Tableau 5.1 : Perte de gain par rapport à la référence et valeurs de rapport signal sur bruit pour lebloc D496.......................................................................................................................162

Tableau 5.2 : Valeurs de déviations par rapport à la référence et mesures de vitesses pour lecontrôle en ondes de compression de la soudure D496 .................................................163

Tableau 5.3 : Comparaison des résultats expérimentaux et théoriques pour le bloc 1 ........................167

Tableau 5.4 : Comparaison des résultats expérimentaux et théoriques pour le bloc 2 ........................168

Tableau D.1 : Teneur en ferrite pour les différentes soudures.............................................................193

Tableau G.1 : Valeurs de constantes d'élasticité déduites de coefficients wlmn trouvés dans lalittérature .......................................................................................................................203

Tableau G.2 : Valeurs des coefficients de la FDOC (formulation de Bunge) tirées de l'analyse endiffraction des RX sur quatre soudures de l'étude ........................................................203

Tableau G.3 : Constantes d’élasticité déduites de l’analyse en diffraction des RX - modèle deVoigt..............................................................................................................................204

Tableau G.4 : Constantes d’élasticité déduites de l’analyse en diffraction des RX - modèle de Hill .204

Tableau G.5 : Constantes d’élasticité déduites de l’analyse en EBSD pour la soudure D717D -modèle de Voigt ............................................................................................................204

Tableau G.6 : Constantes d’élasticité déduites de l’analyse en EBSD pour la soudure D717D -modèle de Hill ...............................................................................................................205

Tableau H.1 : Masses volumiques des soudures et du métal de base ..................................................207

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ANNEXES

187

Annexe A

Relation entre les textures de l'austénite et de laferrite

Dans la littérature, les conclusions diffèrent quant au mécanisme de contrôle de latransformation à l’état solide de la ferrite en austénite. Deux hypothèses sont ainsi avancées :

1. Transition "reconstructive" :

La transformation serait entièrement contrôlée par un mécanisme de diffusion avecapparition de germes d’austénite et réarrangement du réseau cristallin avec apparition denouvelles orientations cristallographiques. La transition est alors appelée " reconstructive " . Ila ainsi été montré que cette transformation peut induire deux types de relationscristallographiques entre les deux phases :

- relation de Kurjumov-Sachs (KS) : (111)γ // (11 0)δ et [110]γ // [111]δ ;

- relation de Nishiyama-Wasserman (NW) : (111)γ // (110)δ et [211]γ // [11 0]δ.

Ces deux relations se déduisent l'une de l'autre par une rotation de quelques degrés autourde l'axe [110]. On peut donc supposer que dans le cas d'une solidification en ferrite primaire,on observera de multiples orientations d'austénite correspondant à une orientation particulièrede la ferrite δ.

D'autre part, l'une et l'autre des relations entraînent que l'un des axes <100> de l'austéniteest désorienté d’environ 10° par rapport à l'axe <100> correspondant de la ferrite δ. Commeune des directions <100> de la ferrite est toujours parallèle à la trajectoire de solidification, ilen résulte qu'un tiers des grains d'austénite devraient présenter une direction <100> orientée à10° de cette trajectoire (les deux autres tiers correspondent à une relation entre les autres axes<100> orientés plus ou moins aléatoirement).

2. Transition "massive" :

L’autre mécanisme de transformation consisterait en un développement de la phaseausténitique à partir de germes d’austénite primaire déjà présents. La transition est dite alors"massive". Elle est toujours contrôlée par la diffusion, mais cette fois-ci à courte distance auniveau de l'interface δ-γ. Ces transitions ont encore les caractéristiques des transitions"reconstructives" mais les réarrangements atomiques sont limités au niveau de l'interface.

A priori, les relations KS ou NW n'ont alors plus lieu d'être observées. On peut mêmesupposer que les deux phases présentent au final un axe <100> commun perpendiculaire auxisothermes (relation cube sur cube).

ANNEXES

188

Ces transformations sont dépendantes de la composition chimique initiale puisqu'ellesnécessitent la présence simultanée de ferrite et d’austénite lors de la solidification.

Lin [LIN 87] a étudié une soudure réalisée par soudage manuel à l'arc qui présentait laséquence de solidification suivante : L→L+δ→L+δ+γ→δ+γ (solidification dans le triangleeutectique de la Figure 1.4). Il a d'une part montré l'existence de relations cristallographiquesKS et NW et d'autre part observé la présence simultanée des deux modes de solidification FAet AF (plusieurs orientations de ferrite correspondraient à une orientation d'austénite et vice-versa). Selon lui, les relations KS et NW apparaîtraient durant la solidification lors duchangement de mode L+δ→L+δ+γ. Par contre il conclut quant à une transformation massive àl'état solide ne générant pas de nouvelles orientations cristallographiques de l'austénite.

Pluyette [PLU 97] a aussi mis en évidence par une étude en diffraction des neutrons surun acier de type 308L la correspondance des figures de pôles {110} de la phase ferritique et{111} de la matrice austénitique mais il ne conclut pas quant au mode de solidification.

La transformation à l'état solide est d'autre part dépendante de la vitesse derefroidissement imposée. Brooks [BRO 91] a mené une étude sur deux soudures réaliséesavec le même métal d'apport et des procédés de soudage différents : l'une a été réalisée parsoudage par faisceau laser, l'autre par méthode TIG plus conventionnelle. Les deux souduressont caractéristiques d'un mode de solidification en ferrite primaire avec une ferrite résiduelleprésentant un aspect en lattes. L'auteur aboutit aux conclusions suivantes quant au mécanismede transformation à l'état solide pour chaque soudure :

- en ce qui concerne la soudure par faisceau laser, une étude des profils de concentrationdu chrome et du nickel ne révèle pas de variations entre la phase austénitique et la phaseferritique. Ce résultat est caractéristique d'une transformation massive. Cette conclusion est enaccord avec le fait que ce procédé, mettant en jeu une forte énergie de soudage, estcaractérisée par des vitesses de refroidissement très élevées ne permettant qu'une diffusionlimitée des atomes.

- dans le cas de la soudure TIG, caractérisée par une vitesse de refroidissementsensiblement plus lente, des variations notables entre les compositions d'une phase à l'autresont révélatrices d'un mécanisme de transformation à l'état solide contrôlé par la diffusion.Une étude au MET a de plus mis en évidence pour cette soudure des relationscristallographiques de type N-W entre l'austénite et la ferrite.

Une première analyse au MET sur un échantillon de nos soudures indiquerait une relationcube sur cube entre la ferrite et l'austénite. Une étude récente [BOU 00] sur des souduresréalisées aussi à l'électrode enrobée semblerait confirmer ce résultat. Ces conclusions sontsurprenantes car, les vitesses de refroidissement pour les soudures à l'électrode enrobée étantdu même ordre que pour les soudures TIG, on pouvait s'attendre à mettre en évidence desrelations KS ou NW (mécanisme de transformation à l'état solide contrôlé par la diffusion).

Nous constatons donc que les relations cristallographiques entre l'austénite et la ferriteselon le mode de solidification ne sont pas encore clairement établies. Il serait intéressantd'approfondir l'étude au MET en mesurant les désorientations entre les deux phases avec uneplus grande précision et en comparant les profils de composition.

ANNEXES

189

Annexe B

Procédés de soudage pour les aciers inoxydables

Les procédés pour lesquels un arc électrique constitue la source de chaleur sont les pluscouramment utilisés. Cet arc provoque la fusion du métal de base et du métal d'apportéventuel et la liaison a lieu par solidification du métal fondu. Nous présentons succinctementquatre de ces procédés de soudage à l'arc [DEL 65] [HOU 71] :

• soudage à l'électrode enrobée (Figure Annexe B .1 a)) : l'enrobage autour de l'électrodefusible (âme), destinée à remplir le joint, a deux fonctions principales : stabiliser l'arc etproduire une phase liquide, appelée laitier, qui va protèger le métal fondu de la contaminationatmosphérique, contribuer à la bonne qualité métallurgique du joint (résistance à la corrosion)et introduire éventuellement des éléments d'addition dans la soudure. Après refroidissement,le laitier est éliminé. Ce procédé est essentiellement utilisé manuellement ;

• soudage sous flux (Figure Annexe B .1 b)) : dans ce procédé, un fil-électrode nu estfondu sous un flux de poudre minérale granulée qui va former là aussi un laitier. Ce procédés'emploie généralement en mode automatique et se caractérise par un apport de chaleur plusintense et une section de cordon plus grande que pour les autres procédés de soudage à l'arc ;

• soudage sous atmosphère inerte : pour ces procédés, un courant d'argon ou d'héliumprotège l'arc et le bain de fusion de l'atmosphère environnante. On distingue le procédé TIG(Tungsten Inert Gas en anglais) qui utilise une électrode non fusible en tungstène du procédéMIG (Metal Inert Gas) pour lequel l'électrode est un fil fusible. Ces deux soudages s'effectuentmanuellement ou en mode automatique. Le soudage MIG fait appel à une plus grandeintensité de courant et par conséquent se caractérise par une plus forte pénétration ;

Outre le soudage à l'arc, le soudage par faisceau d'électrons peut être appliqué aux aciersinoxydables. Le faisceau d'électrons qui produit l'énergie de soudage, est généré et accélérédans un canon à électrons (Figure Annexe B .1 c)). L'opération s'effectue sous un vide poussépermettant d'éviter toute contamination du métal fondu. Une focalisation permet d'obtenir unetrès bonne pénétration, qui ajoutée à un système précis de positionnement, offre la possibilitéde souder des pièces difficiles sur de fortes épaisseurs.

ANNEXES

190

a) b) c)

Figure Annexe B .1 : Exemples de procédés de soudage (d'après [HOU 71]) - a) à l'électrodeenrobée - b) sous flux - c) par faisceau d'électrons

Sens desoudage

ANNEXES

191

Annexe C

Calcul analytique des vitesses de propagation dansle cas général

Dans le cas général, le déterminant du système d'équations dites de Christoffel associé àl'équation de propagation restreinte aux ondes planes s'écrit :

( ) ( ) ( ) (

)

ρ ρ ρV V V2 3 2 211 22 33

211 22 11 33 22 33 12

213

2

232

11 232

22 132

33 122

11 22 33 12 13 232 0

− + + + + + − −

+ + + − − =

Γ Γ Γ Γ Γ Γ Γ Γ Γ Γ Γ

Γ Γ Γ Γ Γ Γ Γ Γ Γ Γ Γ Γ Γ

(C.1)

La résolution de cette équation fournit trois racines réelles positives, en général distinctespour une direction de propagation donnée. L'onde quasi-transversale T1 est dite rapide etl'onde T2 lente. Elles s'écrivent [MOU 96]:

ρψ α

Vp

L2 2

3 3 3= −cos( )

(C.2 a)

ρψ π α

Vp

T12 2

3

2

3 3=

+−cos( )

(C.2 b)

ρψ π α

Vp

T 22 2

3

2

3 3=

−−cos( )

(C.2 c)

Avec :

α = − + +( )Γ Γ Γ11 22 33

β = + + − − −Γ Γ Γ Γ Γ Γ Γ Γ Γ11 22 11 33 33 22 122

132

232

γ = + + − −Γ Γ Γ Γ Γ Γ Γ Γ Γ Γ Γ Γ11 232

22 132

33 122

11 22 33 12 13 232

p = −α

β2

3

q = − −αβ α

γ3

23

3( )

cosψ =3

2

3q

p p

ANNEXES

192

ANNEXES

193

Annexe D

Evaluation de la teneur en ferrite dans les soudures

Cette mesure est effectuée à l'aide d'un ferritescope et est basée sur le ferromagnétisme dela ferrite. La valeur donnée est en fait une moyenne de plusieurs mesures ponctuelles(environ 30) sur l'ensemble de la zone soudée. Les mesures ont été effectuées pour l’ensembledes soudures étudiées.

Les résultats sont reportés dans le Tableau Annexe D .1.

Tableau Annexe D .1 : Teneur en ferrite pour les différentes soudures

D496 D703 D704 D717CM2* D717E D717F D717CM6**

Teneur enferrite (%)

8.4 8.9 7.6 8.3 7.8 7.7 1.7

* Echantillon de la maquette D717C non hypertrempé** Echantillon de la maquette D717C hypertrempé

On retrouve bien pour les six premières soudures un taux de ferrite compris entre 5 et10 % comme indiqué dans la littérature pour ce type de nuance et de procédé.

D'autre part un profil de mesures sur toute la largeur d'une soudure industrielle du circuitprimaire n'a pas montré de variations sensibles d'une zone à l'autre.

Pour la soudure D717CM6 qui a subi un traitement d'hypertrempe, le taux de ferrite n'estplus que de 1.7 %. En effet un traitement à 1050 °C, comme indiqué sur le diagramme dephase relatif à cette nuance d'acier, ramène l'alliage dans un domaine très majoritairementausténitique. L'hypertrempe fige alors cette composition.

Il est à noter que le taux de ferrite mesuré dans le métal de base est de 0.8 %, confirmantainsi le caractère austénitique de la nuance utilisée.

ANNEXES

194

ANNEXES

195

Annexe E

Principe de l’analyse en diffraction des Rayons X

Le principe de la méthode de diffraction des rayons X est de faire tourner un échantillonpar rapport à un faisceau monochromatique (Figure Annexe E .1). Une famille de planscristallins peut diffracter le faisceau si la loi de Bragg est satisfaite :

λ = 2.d.sinθ (E.1)

avec :

λ : longueur d'onde du faisceau incident ;

d : distance interréticulaire entre les plans diffractants de la famille considérée ;

2θ : angle de déviation du faisceau incident.

Dans le montage en réflexion, un compteur fixe recueille les rayons X diffractés dans ladirection du plan horizontal qui fait l'angle 2θ avec la direction d'incidence et enregistre ainsi,pour chaque orientation de l'échantillon, une intensité proportionnelle à la surface totale deplans {hkl} verticaux en position de Bragg.

θ

θ

α

β

Plandiffractant

Compteur

Faisceau incident

sens travers

Normale àl'échantillon

Figure Annexe E .1 : Principe de la mesure en réflexion (d'après [COU 72])

L'intensité du faisceau diffracté varie donc selon l'orientation de l'échantillon pour unmatériau texturé. A chaque direction ou pôle d'une normale à un plan diffractant est doncassociée une densité. La densité de pôles, propriété 3D, est représentée par une figure de pôles

ANNEXES

196

qui est une projection stéréographique 2D. Sur la Figure Annexe E .2, la projectionstéréographique est l'intersection de SA avec le plan équatorial.

Plansdiffractants

Sens desoudage

Senstravers

Sens d'observation

Plan de projection

β

α

S

A

P

Normale

Figure Annexe E .2 : principe de la projection stéréographique

La normale est définie par deux angles de rotation (α et β) par rapport au repère del'échantillon. On constate donc qu'il y a un degré de liberté (angle γ) par rapport à la définitionde l'orientation : une densité indiquée sur la projection stéréographique correspond à plusieursorientations cristallographiques. D'où l'expression de la densité de pôles :

hklhkl

P f d( , ) ( , , )[ ]/ /( , )

α βπ

γ ϕ φ ϕ γα β

= ∫1

2 1 2(E.2)

Les figures de pôles ne permettent donc pas de connaître directement les FDOC maisdonnent accès uniquement aux intégrales de celles-ci. Bunge [BUN 82] montre que pourrésoudre ce système d'équations intégrales, il faut décomposer f(g) en séries de fonctionsharmoniques sphériques généralisées connues Tlmn(g), affectées de coefficients Cl

mn àdéterminer.

Les symétries du cristal cubique font que seules trois figures de pôles représentatives detrois familles de plans distincts suffisent à décrire la texture cristallographique (figures depôles {111}, {200} et {220} pour un cristal cubique faces centrées). Une fois les coefficientsCl

mn déterminés, il est possible de retracer les figures de pôles (figures de pôles "recalculées")et de tracer des coupes des FDOC à angle d'Euler constant.

ANNEXES

197

Annexe F

Exemples de figures de pôles {200}De la Figure Annexe F .1 à la Figure Annexe F .4, nous présentons les figures de pôles

{200} des plaquettes prélevées dans les soudures industrielles en positions verticale (D717E)et plafond (D717F) et dans les soudures académiques D703 et D704. Ces figures permettentde déterminer l’orientation de l’axe de forte densité de pôles des différentes symétriesorthotropes.

Figure Annexe F .1 : Soudure D717E -Figure de pôles {200} - Axe [001] incliné de20° dans le sens de soudage

Figure Annexe F .2: Soudure D717F -Figure de pôles {200} - ϕ1 = 30°, φ = 48° ,ϕ2 = 0°

Figure Annexe F .3 : Soudure D703 - Figure depôle {200} - Axe [001] incliné de 22° dans lesens travers

Figure Annexe F .4 : Soudure D704 - Figurede pôle {200} - axe [001] incliné de 10°selon l'axe de soudage

X

ANNEXES

198

ANNEXES

199

Annexe G

Evaluation des constantes d'élasticité après analyseen diffractométrie

Il est possible de remonter aux constantes d'élasticité d'un matériau polycrystallinorthotrope de symétrie monocristalline cubique, à partir des constantes d'élasticité dumonocristal et de trois coefficients déterminés après calcul de la Fonction de Distribution desOrientations Cristallines (FDOC). Cette dernière peut être évaluée à partir des figures depôles obtenues après analyse en diffraction des RX par exemple.

Trois modèles peuvent être pris en compte : le modèle de Voigt (hypothèse del'uniformité de l'allongement pour l'ensemble des grains), le modèle de Reuss (hypothèse del'uniformité de la contrainte sur l'ensemble des grains) ou le modèle de Hill (moyennage desvaleurs données par les deux modèles precédents). Le modèle de Voigt est préconisé parcertains auteurs ([ALL 83] [AHM 92]) alors que le modèle de Hill est préconisé par d’autres[HIR 87].

Formulation de Bunge

En utilisant les notations de Bunge, les relations suivantes sont obtenues [BUN 82] :

Modèle de Reuss

S s sAR11 11 1

2

5= −

S s sAR22 11 2

2

5= −

S s sAR33 11 3

2

5= −

S s s AA A AR

12 12 31 2 32

5 2= − −

+ +( )

S s s AA A AR

13 12 21 2 32

5 2= − −

+ +( )

S s s AA A AR

23 12 11 2 32

5 2= − −

+ +( )

S s s AA A AR

44 44 11 2 38

5 2= − −

+ +( )

ANNEXES

200

S s s AA A AR

55 44 21 2 38

5 2= − −

+ +( )

S s s AA A AR

66 44 31 2 38

5 2= − −

+ +( )

C SijR

ijR= −( ) 1

Modèle de Voigt

C c cAR11 11 1

2

5= −

C c cAR22 11 2

2

5= −

C c cAR33 11 3

2

5= −

C c c AA A AR

12 12 31 2 32

5 2= − −

+ +( )

C c c AA A AR

13 12 21 2 32

5 2= − −

+ +( )

C c c AA A AR

23 12 11 2 32

5 2= − −

+ +( )

C c c AA A AR

44 44 11 2 38

5 2= − −

+ +( )

C c c AA A AR

55 44 21 2 38

5 2= − −

+ +( )

C c c AA A AR

66 44 31 2 38

5 2= − −

+ +( )

Modèle de Hill

CC C

ijH ij

VijR

=+2

ANNEXES

201

Avec :s s s s

c c c c

A C C C

A C C C

A C

= − −= − −= − + −= − − −= −

11 12 44

11 12 44

1 411

412

413

2 411

412

413

3 411

1

22

1 0 54545 0 081325 010758

1 0 54545 0 081325 010758

1 014555

. . .

. . .

.

Dans ces équations, les termes Sij sont les compliances du milieu polycristallin, les Cij

sont les constantes d'élasticité du milieu polycristallin orthotrope, les sij sont les compliancesdu monocristal, les cij sont les constantes d’élasticité du monocristal et C4

11 , C412 et C4

13 sont lestrois coefficients tirés du calcul de la FDOC d’après la formulation de Bunge.

Formulation de Roe

En utilisant les notations de Roe, les relations deviennent :

C ckk k11 12 2= + −( )λ µ δ

C ckk k22 22 2= + −( )λ µ δ

C ckk k33 32 2= + −( )λ µ δ

C ckk k44 4= +µ δ

C ckk k55 5= +µ δ

C ckk k66 6= +µ δ

C ckk k23 4= +λ δ

C ckk k13 5= +λ δ

C ckk k12 6= +λ δ

Dans ces équations, les Cij sont les constantes d'élasticité du milieu polycristallinorthotrope et l'indice k (= V,R,H) se réfère aux trois modèles définis précédemment.

Les termes de droite sont définis, selon le modèle utilisé, par :

( ) /λ µ+ = −2 2 511V c cµV c c= +44 5/( ) ( / ) / [( )( / )]λ µ+ = + − + +2 2 5 2 4 511 12 11 12 44R s s s s s s s

µR s s= + −( / )4414 5

( ) [( ) ( ) ] /λ µ λ µ λ µ+ = + + +2 2 2 2H R V

µ µ µH V R= +( ) / 2c c c c cV = − − =11 12 442 ( )

c sR R= −4 2µc c cH V R= +( ) / 2s s s s= − −11 12 44 2/

ANNEXES

202

Avec cij : constantes d'élasticité du monocristal

sij : compliances du monocristal

Les coefficients δi sont définis par :

δ π12

400 420 440

1

5

6

352

2

310

1

370= − − +( )w w w

δ π22

400 420 440

1

5

6

352

2

310

1

370= − + +( )w w w

δ π32

400

1

5

16

352= − w

δ π42

400 420

1

5

16

352

5

2= − +( )w w

δ π52

400 420

1

5

16

352

5

2= − −( )w w

δ π62

400 440

1

5

4

352 70= + −( )w w

w400, w420 et w440 sont les trois coefficients tirés du calcul de la FDOC d’après laformulation de Roe.

Quelques exemples de valeurs de constantes d'élasticité (en GPa) pour une soudure enacier 316 et pour différentes valeurs des coefficients w400, w420 et w440 trouvés dans lalittérature sont donnés dans le Tableau Annexe G .1. Le modèle de Hill est choisi et lesvaleurs des constantes d'élasticité du monocristal sont celles indiquées par Ledbetter [LED 81]: c11 = 206 GPa, c12 = 133 GPa et c44 = 119 GPa.

Afin de tester la validité de ces valeurs de constantes du monocristal, un calcul par lemodèle auto-cohérent de Kröner [PLU 94] permet de remonter aux valeurs du moduled'Young E et du coefficient de Poisson ν d'un acier isotrope austénitique de type 316. Encomparant avec les valeurs déduites d'essais mécaniques (E = 195 GPa et ν = 0.30), le jeu deconstantes choisi conduit à des résultats tout à fait cohérents (E = 196 GPa et ν = 0.29).

ANNEXES

203

Tableau Annexe G .1 : Valeurs de constantes d'élasticité déduites de coefficients wlmn trouvésdans la littérature

w400 w420 w440 C11 C22 C33 C44 C55 C66 C23 C13 C12

0.0313* 0* 0* 233 233 194 106 106 66 139 139 100

0.0202** 0** 0** 241 241 216 94 94 69 128 128 103

0.0243*** 0.00113*** -0.00289*** 246 242 208 100 97 62 134 130 96

(*) Valeurs représentatives d'une texture de fibres idéale(**) Valeurs données par Allen [ALL 83](***) Valeurs données par Sayers [SAY 82]

Remarque : en toute rigueur, il faudrait tenir compte de la phase ferritique, mais desvaleurs de constantes d'élasticité calculées pour une soudure en acier 308L se sont révéléestrès proches de celles de la phase austénitique seule [PLU 94].

Résultats pour les analyses diffractométriques de notre étude

Le Tableau Annexe G .2 donne les valeurs des coefficients de la FDOC ( C411 , C4

12 et

C413 d'après la formulation de Bunge) déduites des analyses en diffraction des RX sur quatre

soudures de l'étude. Le Tableau Annexe G .3 et le Tableau Annexe G .4 donnent les valeurs deconstantes d'élasticité du polycristal tirées des coefficients précédents respectivement pour lemodèle de Voigt et pour le modèle de Hill. Les calculs sont par ailleurs effectués pour deuxjeux de constantes d’élasticité du monocristal trouvés dans la littérature. Le premier jeu,présenté auparavant, est celui indiqué par Ledbetter. Le deuxième jeu est représentatif d'unacier 18/12 [BRA 64] (C11 = 216 GPa, C12 = 145 GPa, C44 = 129 GPa). Ce dernier, par uncalcul par le modèle auto-cohérent de Kröner, conduit également à des valeurs cohérentes dumodule d'Young et du coefficient de Poisson relatives à un acier type 316 (E = 203 GPa etν€= 0.30).

Tableau Annexe G .2 : Valeurs des coefficients de la FDOC (formulation de Bunge) tirées del'analyse en diffraction des RX sur quatre soudures de l'étude

C411 C4

12 C413

D717D 5.34 -0.40 0.73D717F 5.32 0.03 0.77D703 5.52 -0.30 2.57D704 6.20 0.12 0.48

ANNEXES

204

Tableau Annexe G .3 : Constantes d’élasticité déduites de l’analyse en diffraction des RX -modèle de Voigt

VOIGT Monocristal Polycristalsoudure c11 c12 c44 C11 C22 C33 C23 C13 C12 C44 C55 C66

D717D 206 133 119 245 250 221 123 128 99 109 114 85216 145 129 261 266 233 134 139 106 118 123 90

D717F 206 133 119 248 247 221 126 125 99 112 111 85216 145 129 263 263 233 137 136 107 121 120 91

D703 206 133 119 232 235 219 125 128 112 111 114 98216 145 129 246 249 231 136 139 121 120 123 105

D704 206 133 119 247 246 212 130 129 96 116 115 82216 145 129 262 261 223 142 141 103 126 125 87

Tableau Annexe G .4 : Constantes d’élasticité déduites de l’analyse en diffraction des RX -modèle de Hill

HILL Monocristal Polycristalsoudure c11 c12 c44 C11 C22 C33 C23 C13 C12 C44 C55 C66

D717D 206 133 119 234 238 216 126 130 108 102 109 73216 145 129 247 251 227 138 142 118 108 117 76

D717F 206 133 119 236 236 216 128 128 108 105 105 73216 145 129 249 249 227 140 140 118 113 112 76

D703 206 133 119 224 226 215 128 130 118 104 109 86216 145 129 236 239 226 139 142 129 111 117 91

D704 206 133 119 236 235 210 131 130 106 114 111 71216 145 129 249 248 221 143 142 115 123 120 73

Le Tableau Annexe G .5 et le Tableau Annexe G .6 donnent, pour les deux jeux deconstantes du monocristal, les valeurs de constantes d'élasticité déduites de l'analyse EBSDsur une zone de 4*4 mm2 de la soudure D717D. Les valeurs correspondantes des coefficientsde la FDOC (formulation de Roe) sont : w400 = 0.0143, w420 = -0.00783 et w440 = 0.0139.

Tableau Annexe G .5 : Constantes d’élasticité déduites de l’analyse en EBSD pour la soudureD717D - modèle de Voigt

VOIGT Monocristal Polycristalsoudure c11 c12 c44 C11 C22 C33 C23 C13 C12 C44 C55 C66

D717D 206 133 119 242 243 217 127 128 102 113 114 88216 145 129 257 258 228 138 140 110 122 124 94

ANNEXES

205

Tableau Annexe G .6 : Constantes d’élasticité déduites de l’analyse en EBSD pour la soudureD717D - modèle de Hill

HILL Monocristal Polycristalsoudure c11 c12 c44 C11 C22 C33 C23 C13 C12 C44 C55 C66

D717D 206 133 119 228 229 204 133 135 110 100 101 88216 145 129 240 241 214 146 147 120 106 107 92

Pour un même jeu de constantes du monocristal et un même modèle de moyennage, lesécarts sur les valeurs obtenues entre les quatre soudures par analyse en diffraction des RX sontmoins élevés que pour la méthode ultrasonore. Les soudures D717D et D717F présententnotamment des tendances très similaires, mais les valeurs restent discutables. En effet, du faitdes incertitudes cumulées sur les valeurs des constantes d’élasticité du monocristal, sur lestrois coefficients de la FDOC et sur le moyennage à adopter, les calculs à partir des analysesdiffractométriques conduisent à des incertitudes importantes sur chaque constante dupolycristal. Une variation de 10 à 15 % selon les constantes est ainsi constatée entre les quatrevariantes (2 jeux de constantes du monocristal et deux modèles de moyennage) proposéespour une soudure. De plus, la diffraction des RX et l'EBSD sont des analyses surfaciquesprenant en compte un nombre de grains moins importants que la caractérisation volumique parultrasons.

Il serait intéressant de reprendre ces calculs pour une analyse en diffractométrievolumique (diffraction des neutrons par exemple) et en utilisant le modèle auto-cohérent deKröner appliqué aux matériaux texturés [PLU 94].

ANNEXES

206

ANNEXES

207

Annexe H

Détermination des masses volumiques

Les masses volumiques des différentes soudures et du métal de base sont déterminéesd'après le principe d'Archimède, au moyen d'une balance hydrostatique. La relation permettantd'obtenir la masse volumique ρ du solide est la suivante :

ρρ ρ

ρ=−

−+

W a e a

K W a W ea

( ).[ ( ) ( )]

.[ ( ) ( )]( ) =

W a e a

K Ga

( ).[ ( ) ( )]

.( )

ρ ρρ

−+

(H.1)

avec :

W(a) = Masse du solide dans l'air ;

W(e) = Masse du solide dans l'eau ;

G = W(a)-W(e) = Poussée hydrostatique appliquée au solide immergé ;

ρ(e) = Masse volumique de l'eau (fonction de la température) ;

ρ(a) = Masse volumique de l'air = 0.0012g/cm3 dans des conditions normales ;

K = facteur de correction déterminé par la géométrie de l'accessoire de mesure = 0.99983.

L'appareillage de mesure permet d'obtenir directement les valeurs de W(a) et de G. Lesvaleurs de ρ déduites sont données dans le Tableau Annexe H .1.

Tableau Annexe H .1 : Masses volumiques des soudures et du métal de base

Soudure D703 D704 D717D D717E D717F Métal de base

ρ (g/cm3) 7905 ± 5 7905 ± 5 7925 ± 5 7915 ± 10 7895 ± 5 7955 ± 5

ANNEXES

208

ANNEXES

209

Annexe I

Expression de la matrice d'élasticité dans un repèrequelconque

Considérons un matériau orthotrope dont la désorientation du repère de symétrie( , , )r r rx x x1 2 3 par rapport à un repère (1,2,3) quelconque est défini par les trois angles d'Euler

ψ, θ et φ (formulation de Roe). L'expression de la matrice d'élasticité [c'] dans le repère (1,2,3)est déterminée par la relation suivante [AUL 73] :

[ '] [ ][ ][ ][ ][~

][~

][~

]c M M M c M M M= 3 2 1 1 2 3(I.1)

avec :

[c] : matrice d'élasticité dans le repère de symétrie ( , , )r r rx x x1 2 3 ;

[~

]M1 , [~

]M2 et [~

]M3 : matrices transposées de respectivement [M1], [M2] et [M3].

En posant ε égal à − φ, [M1] est définie par :

[ ]

cos sin sin

sin cos sin

cos sin

sin cossin sin

cos

M1

2 2

2 2

0 0 0 2

0 0 0 2

0 0 1 0 0 0

0 0 0 0

0 0 0 02

2

2

20 0 0 2

=

−

−

−

ε ε εε ε ε

ε εε ε

ε εε

En posant η égal à − θ, [M2] est définie par :

[ ]

cos sin sin

sin cos sin

cos sinsin sin

cos

sin cos

M2

2 2

2 2

0 0 2 0

0 1 0 0 0 0

0 0 2 0

0 0 0 02

20

2

20 2 0

0 0 0 0

=

−

−−

η η η

η η ηη η

η ηη

η η

[M3] est définie comme [M1] avec cette fois-ci ε égal à − ψ.

Dans le cas général, [c'] est définie par vingt et une constantes indépendantes (symétrietriclinique).

ANNEXES

210

ANNEXES

211

Annexe J

Analyse en microscopie acoustique

Le principe de cette méthode est schématisé sur la Figure Annexe J .1 a). Une ondeultrasonore impulsionnelle est émise à partir d'un capteur focalisé large bande placé en faced'un échantillon dont une face a été polie. Pour un point de focalisation en dessous de lasurface, deux signaux sont récupérés en retour : le premier en temps correspond à la réflexionde l'onde arrivant perpendiculairement à la surface (réflexion dite spéculaire), le secondcorrespond à l'onde dont l'angle d'incidence particulier permet la création d'une onde deRayleigh qui va se propager à la surface puis revenir au capteur. C'est l'analyse en temps ou enamplitude de cette onde, sensible à l'anisotropie du milieu, qui va nous renseigner sur leschangements de structure à la surface de l'échantillon étudié [TAR 97]. La résolution vadépendre de la profondeur de défocalisation et de la durée du signal impulsionnel.

Des mesures ont été réalisées au GEMPPM de l'INSA de Lyon avec un capteur de formesphérique (focalisation ponctuelle) à une fréquence de 20 MHz. Un capteur de formecylindrique (focalisation linéaire) peut aussi être utilisé pour mettre en évidence les variationsde texture dans une direction particulière. Une analyse est effectuée sur une des soudures ducircuit primaire réalisée en position à plat (réf. D717D). L'image obtenue par microscopieacoustique (Figure Annexe J .1 b)) est une représentation par un code de l'amplitude de l'ondede Rayleigh en chaque point d'acquisition. L'amplitude étant liée à l'anisotropie locale dumatériau, cette image révèle des grains colonnaires avec des orientations particulières. Lesinformations sont ainsi équivalentes à celles obtenues par les observations métallographiquessans avoir recours à une attaque chimique parfois délicate à mettre en œuvre. Il est toutefoisdifficile de comprendre l'influence exacte de l'orientation des grains sur l'onde car les signauxexploités ont une forme assez complexe.

On constate d'autre part que la réponse au niveau du métal de base est différente en paroisinterne et externe et donc que la structure évolue dans ce matériau.

a) b)

Figure Annexe J .1 : Caractérisation par microscopie acoustique d'une soudure - a) Principe dela méthode - b) Image obtenue sur une soudure industrielle après analyse en amplitude

ANNEXES

212

ANNEXES

213

Annexe K

Mode opératoire des acquisitions ultrasonores

Pour les essais en échographie, un appareil à ultrasons Krautkrämer est utilisé (USIP 20).Le signal ultrasonore est numérisé par un oscilloscope Lecroy 9450 ou 9410 avec unefréquence d'échantillonnage de 20 MHz. L'acquisition est alors réalisée à l'aide du logicielSpartacus version 1.30 développé par le CEA. Le couplage ultrasonore du traducteur avec lapièce est assuré par de l'eau. Un schéma du montage est indiqué Figure Annexe K .1.

XYZ

Appareil àultrasons

Oscilloscopenumérique

Logilicield’acquisition

Boîtierd’interface

Cuve remplied’eau

Pièce à contrôler

Traducteur

Commandes de déplacementdu traducteur

y

x

z

Figure Annexe K .1 : schéma du montage pour les acquisitions ultrasonores

Remarque : Le montage est identique pour les essais en transmission réalisés au CEAmais le générateur d'impulsions est un Sofranel 5072PR, l'oscilloscope un Lecroy 9360 et lesdéplacements sont pilotés par un ITL09.

Les acquisitions sont dépouillées à l'aide du logiciel de traitement Civa version 5.0développé par le CEA. Différentes représentations des données ultrasonores sont disponibles :

ANNEXES

214

• La représentation de type A ou Ascan est le signal reçu par le transducteur en uneposition donnée. L'ordonnée représente alors l'amplitude de l'onde ultrasonore à chaqueinstant d'observation (temps en abscisse). C'est l'élément de base des représentations desdonnées ultrasonores.

• La représentation de type B ou Bscan regroupe l'ensemble des Ascans acquis le longd'une ligne de balayage. L'axe des abscisses correspond donc au balayage et l'axe desordonnées au temps de vol. L'amplitude du signal en chaque point du Bscan est codé selonune échelle de couleurs. Cette vue est assimilable à une vue en coupe transversale de la pièce.

Une correction tenant compte de l'angle et de la vitesse de propagation permet d'obtenir leBscan vrai. Le temps est alors remplacé en ordonnée par la profondeur.

• Le plan de la représentation de type C ou Cscan correspond à une vue de la surface dela pièce contrôlée (balayage en abscisse et incrément en ordonnée). L'amplitude en chaquepoint du Cscan correspond alors au maximum en amplitude du Ascan pour ce point.L'intensité de chaque maximum est représentée selon un code de couleur. La profondeurn'apparaît donc plus sur cette vue.

• La représentation de type D ou Dscan est assimilable à une vue latérale de la pièce.L'axe des ordonnées correspond à la position en incrément alors que l'abscisse correspond autemps. L'intensité en chaque point du Dscan représente l'amplitude maximale du signal pourun temps d'arrivée au cours d'une ligne de balayage.

• La courbe échodynamique représente l'amplitude maximale absolue en fonction de laposition en balayage, pour une ligne de balayage donnée.

Ces différentes vues sont illustrées sur la Figure Annexe K .2.

Axe de balayage

Cscan

Bscan

Dscan

Axe

des

incr

émen

ts

Ascan - signaltemporel

Courbeéchodynamique

Traducteur

Figure Annexe K .2 : Repérage des différentes représentations des données ultrasonores

ANNEXES

215

Annexe L

Détermination du coefficient d'atténuation

Pour déterminer le coefficient d'atténuation d'un matériau en fonction de la fréquence,l'obtention de deux signaux en simple transmission et en incidence normale est nécessaire(Figure Annexe L .1). Le premier, qui constituera le signal de référence r(t), correspond à unsimple trajet dans l'eau. Le second, appelé signal de mesure s(t) correspond au même trajetmais en intercalant cette fois-ci une éprouvette à faces parallèles du matériau à étudier.

E R

L

tr

a)

E R

L

tm

d

b)

Figure Annexe L .1 : Acquisitions de signaux en simple transmission pour les mesuresd'atténuation - a) signal de référence - b) signal de mesure

On montre que Le rapport G(ω) des transformées de Fourier des signaux s(t) et r(t) vautalors :

GS

RT e e G ed

j dV V je e( )

( )

( )( ) ( )( )

( )

ωωω

ω ωα αω

φ= = =−−

−1 1 (L.1)

où ω est la pulsation de l'onde, ρε et ρ sont les masses volumiques de l'eau et du matériau,Ve et V sont les vitesses de propagation dans l'eau et dans le matériau, αε et α sont lescoefficients d'atténuation dans l'eau et dans le matériau, d est l'épaisseur de l'éprouvette(déterminée expérimentalement) et T est le coefficient de transmission à travers la plaque.L'expression de T est :

TV V

V Ve e

e e

=+

42

ρ ρρ ρ( )

(L.2)

ANNEXES

216

Le module et la phase de G permettent de remonter respectivement aux valeurs de α et deV. Les expressions suivantes sont alors obtenues :

α ω ω ω α( ) [ln( ( )) ln( ( ) )]= − +1

dT G e

(L.3)

VV

V

d

e

e

( )ω φω

=+1

(L.4)

217

TITLE

INFLUENCE OF THE METALLURGICAL STRUCTURE OFAUSTENITIC STAINLESS STEEL WELDS ON THE ULTRASONICNON DESTRUCTIVE TESTING

SUMMARY

The anisotropic and heterogeneous features of the solidification structure of austeniticstainless steel welds disturb the ultrasonic non destructive testing. The aim is to show thepurpose of numeric modelling, coupled to a convenient weld description model, to study theperturbations of the ultrasonic beam.

Because of the dependence of the welding process and position on the structure, severalmockups are studied, including welds from the primary circuit of PWR nuclear powerstations. Several methods of characterization (metallographic observations, RX diffraction,EBSD) show long shape solidification grains and a texture with a <100> growing direction.An orthotropic elastic symmetry is revealed which properties (elastic constants and symmetryaxes) are identified by measurements of ultrasonic velocities. These results, completed byimage processing on metallographic cuts, allow to consider welds as a set of elastichomogeneous domains with regards to ultrasonic propagation.

The propagation through these domains has been simulated with ULTSON, a 2D finiteelement code, and CHAMP-SONS, a 3D semi-analytical code. Experimental studies intranmission and echography modes for pressure and shear waves, allow to quantify theperturbations of the ultrasonic beam (skewing, splitting and attenuation). The differentmodelling studies validate the weld description model and show the interest of this modellingto forecast skewings and explain the origin of the different echoes. The codes' sensitivity toinput data is discussed. Finally, measurements of the attenuation coefficient, which dependson the elastic properties, are realized in order to introduce subsequently this parameter inmodelling codes.

218

RESUME

Les caractères anisotrope et hétérogène des structures de solidification des soudures enacier inoxydable austénitique rendent difficile leur contrôle non destructif par ultrasons.L'objectif est de montrer l'utilité de la simulation numérique, couplée à un modèle dedescription des soudures adapté, pour étudier les perturbations du faisceau ultrasonore.

La structure étant dépendante du procédé et de la position de soudage, plusieursmaquettes sont étudiées dont les soudures en acier 316L du circuit primaire des réacteurs àeau pressurisée. Différentes méthodes de caractérisation (observations métallographiques,diffractions des RX, EBSD) révèlent des grains allongés et orientés selon un axecristallographique <100>. Une symétrie élastique orthotrope est mise en évidence dont lespropriétés (constantes et axes de symétrie) sont déterminées par des mesures de vitessesultrasonores. Ces résultats, complétés par une analyse d'images sur des coupesmétallographiques, ont permis de considérer les soudures, pour la propagation des ondesultrasonores, comme un ensemble de domaines élastiques homogènes.

La propagation à travers ces différents domaines a été modélisée à l'aide du code auxéléments finis ULTSON 2D et du code semi-analytique CHAMP-SONS 3D. Des étudesexpérimentales en transmission et en échographie, pour des ondes de compression et decisaillement, permettent de quantifier les perturbations du faisceau ultrasonore (déviation etdivision du faisceau, pertes d'amplitude). Les études de simulation associées valident lemodèle de description adopté et montrent l'intérêt de cette modélisation pour prévoir lesdéviations et expliquer l'origine des différents échos. La sensibilité des codes aux diversesdonnées d'entrée est discutée. Des mesures du coefficient d'atténuation ont été effectuées afinde prendre en compte ultérieurement ces mécanismes dans les codes de calcul.

DISCIPLINE : Génie des Matériaux : Microstructure, ComportementMécanique, Durabilité

MOTS-CLES : Essai non destructif - Ultrason - Soudure - Acier austénitique- Texture - Constante élasticité - Modélisation - Elément fini

INTITULES ET ADRESSES DES LABORATOIRES :

• Groupe d’Etudes de Métallurgie Physique et de Physique des Matériaux del'INSA de Lyon, bât. 502, 20 avenue Albert Einstein, 69621 Villeurbannecedex

• EDF R&D, Département Etude des Matériaux, Groupe T43, LaboratoireCND, Les Renardières, 77250 Moret sur Loing

Influence de la structure métallurgique des soudures en...

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