Faculté des Sciences Appliquées

Thèse de Doctorat

Présentée par Adnen KECHAOU

Ingénieur de Travaux d’état,

Ingénieur Industriel – Electromécanique,

Ingénieur Civil - Electromécanique Tendance Mécanique,

Maître en Sciences Appliquées - Assemblage et Contrôle des Matériaux,

Spécialiste Européen en Collage,

Ingénieur Soudeur International,

En vu de l’obtention du grade de Docteur en Science de l’Ingénieur

Promoteur: J. Lecomte-Beckers - Université de Liège

Copromoteur: P. Duysinx - Université de Liège

2013

ETUDE DU SOUFFLAGE MAGNETIQUE DE

L’ARC ELECTRIQUE DE SOUDAGE

MEMBRES DU JURY

J. Lecomte-Beckers: Promoteur, Université de Liège

P. Duysinx: Copromoteur, Université de Liège

J.F. Debognie: Président, Université de Liège

C. Geuzaine: Membre, Université de Liège

A. Simar: Membre, Université Catholique de Louvain

E. Filippi: Membre, Université de Mons

J.P. Deghay: Membre, CEWAC

Remerciements

A JACQUELINE LECOMTE-BECKERS , Professeur à l’Université de Liège, pour m’avoir

fait l’honneur d’être mon promoteur et qui a eu la lourde tâche de reprendre mon

encadrement. Ses qualités scientifiques, humaines et ses conseils avisés ont été les véritables

catalyseurs de cette thèse. Je lui suis particulièrement reconnaissant pour le travail conséquent

que je lui ai imposé lors de la reprise de la rédaction de ce manuscrit. Pour tout cela je la

remercie vivement.

Aux membres de mon comité de thèse, les professeurs PIERRE DUYSINX, JEAN

FRANCOIS DEBONGNIE et CHRISTOPHE GEUZAINE qui m’ont encouragé à reprendre

et à finaliser mon travail. Je me permets de leur exprimer ma gratitude pour leur vision

critique de mon travail qui fut riche d’enseignements, leur aide à la rédaction de cette thèse,

leurs conseils très appréciés et les renseignements fournis.

Ma pensée pour le regretté WILLY CHAPEAU, mon premier promoteur et initiateur de ma

thèse ainsi qu’à mon professeur BRUNO DEMEESTER, pour la rigueur scientifique qu’ils

ont su me transmettre et grâce auxquels j’ai aimé ce domaine spécial qu’est le monde du

soudage.

Pour PASCAL MAWET directeur du CEWAC, JEAN PIERRE DEGHAYE qui m’a

accueilli dans son laboratoire d’Essais Non Destructifs et tout le personnel du CEWAC, pour

avoir pris de leur temps pour la bonne réalisation des essais expérimentaux.

Je remercie également les membres du Jury de thèse pour leur lecture approfondie de mon

travail.

J’exprime, enfin, toute ma reconnaissance à ma femme, mes enfants et toute ma famille pour

leur aide et compréhension.

Résumé

Les procédés de soudages à l’arc électrique restent les plus largement utilisés en fabrications

soudées. La nature de l’arc électrique rend celui-ci particulièrement sensible aux champs

magnétiques. Les forces électromagnétiques créées par ces champs peuvent être à l’origine de

la déflexion et de l’instabilité de l’arc jusqu'à, dans certaines conditions, éteindre l’arc

électrique. Ce phénomène complexe et imprévisible est connu dans l’industrie sous le

vocable « soufflage magnétique de l’arc ». Il est rencontré surtout sur des matériaux

magnétisables, lors de soudage en fond de chanfrein, en angle et sur les extrémités de pièces

de longues dimensions comme les gazoducs.

Il peut être la cause d’apparition de nombreux défauts et même rendre impossible la

réalisation de l’assemblage. Les conséquences techniques et économiques de l’apparition

d’un tel phénomène peuvent être particulièrement lourdes.

Cette thèse tente d’étudier ce phénomène et de mettre en évidence les différentes causes de

son apparition ainsi que l’étude qualitative et quantitative de l’influence des différents

paramètres impliqués dans le processus.

Face à la pluralité de connaissances requises, une étude bibliographique est d’abord réalisée

dans une première partie. Elle constituera une base de connaissance utile pour les problèmes

étudiés dans ce travail : L’arc électrique de soudage, sa particularité et les phénomènes

électromagnétiques et magnétohydrodynamiques.

Dans une deuxième partie, une étude expérimentale est menée. Des analyses théoriques et

expérimentales ont été présentées pour mettre en évidence le mécanisme de soufflage de l’arc

de soudage. Un programme d’essai a été réalisé pour déterminer les paramètres qui

influencent ce phénomène. Ainsi, on a déterminé qualitativement et quantitativement les

différentes causes du soufflage de l’arc, et on a montré, grâce à des dispositifs expérimentaux

simples, que la position de la masse n’est pas le facteur majeur du soufflage comme présenté

dans la littérature.

Cette étude a permis aussi de montrer une importante variation des forces magnétiques au

cours de l’opération de soudage de la première passe et les passes de remplissage en fonction

de la position de l’arc sur toute la longueur du chanfrein en découplant l’effet de la masse et

celui de la matière magnétique autour de l’arc.

Le travail aborde ensuite la question de déformation de la colonne de l’arc plongé dans un

champ magnétique transversale. Ici encore, les essais pratiques et la modélisation sont

employés de manière complémentaire ce qui a permis de déterminer une relation simple entre

le courant de soudage, la longueur de l’arc et l’intensité du champ magnétique. Une valeur

dite critique du champ magnétique, au-delà de laquelle la qualité du cordon n’est plus

garantie, est proposée.

Une piste également de nature électromagnétique est également suggérée afin de lutter contre

le soufflage de l’arc par l’application d’un contre champ magnétique. L’expérimentation a

montré qu’elle peut être une solution efficace.

Enfin, une application industrielle des champs magnétiques en soudage est proposée en vue

de développer des technologies de soudage innovantes.

Mots-Clés : Soufflage magnétique de l’arc électrique de soudage, arc de soudage, défauts de

soudage, champ magnétique, magnétisme résiduel.

ABSTRAcT

The electric arc welding process is the most widely used in welded fabrications. The nature

of the electric arc makes it particularly sensitive to magnetic fields. Electromagnetic forces

created by these fields can cause deflection and instability of the arc and, under certain

conditions, lead to arc extinguishing. This unpredictable and complex phenomenon is

commonly known in industry as "magnetic arc blow". This latter is encountered mainly on

magnetizable materials during welding chamfer groove, in fillet welding and in extremities

of long dimensions parts such as gaspipelines.

That complex phenomenon can be the cause of appearance of many defects and even makes

the achievement of the assembly impossible. The technical and economic consequences of

such a phenomenon can be particularly severe.

This thesis aims to study this phenomenon and attempts to emphasize the different causes of

its appearance. Furthermore, the present thesis is focused on the qualitative and quantitative

study of the influence of various parameters involved in the process.

Owing to the plurality of knowledge required, a bibliography is first carried out in the first

part. It will be a very useful knowledge base to introduce the different issues studied in this

work : The electric arc welding, its particularity and magnetohydrodynamic electromagnetic

phenomena.

In a second part, an experimental study is conducted. Theoretical and experimental analyzes

have been set out to emphasize the blow mechanism of welding arc. A test program was

conducted to determine parameters which influence this phenomenon. Thus, different causes

of arc blow were qualitatively and quantitatively defined and it has been shown through the

simple experimental devices, that position of the mass is not the major factor in the blow as

presented by literature.

This study also points out a significant variation of magnetic forces during the first pass

welding and filler passes depending on the position of the arc over the entire length of the

chamfer decoupling both mass effect and the mass of the magnetic material around the arc.

The thesis then discusses the deformation of the arc column immersed in a transverse

magnetic field. Here again, trials and modeling are used in a complementary way. which have

identified a basic relationship between the welding current, the arc length and intensity of the

magnetic field. A value called « magnetic field critical value », beyond which cable quality

is not guaranteed, is suggested.

In addition, for the purpose of countering the arc blow, a similar electromagnetic trail with

application of a counter-magnetic field is suggested. Experiment has pointed out that it could

be an efficient solution.

Finally, the present study offers industrial application of magnetic fields in welding to

develop innovative welding technologies.

Keywords : Magnetic arc blow, electric arc welding, weld defects, residuel magnetic in

groove.

I

TABLE DES MATIERES

INTRODUCTION GENERALE ............................................................................................. 1

I. INTRODUCTION ......... …………………………………………………………………1

II. CADRE ET OBJECTIF DE L’ETUDE .......................................................................... 2

III. STRUCTURE DE L’EXPOSE ......................................................................................... 3

IV. ETAT DE L’ART DU SOUFFLAGE MAGNETIQUE DE L’ARC ELECTRIQUE

DE SOUDAGE ………………………………………………………………………….6

BIBLIOGRAPHIE……………………………………………… ……………………..23

PARTIE I

1 LE SOUDAGE ………………………………………………………………………..28

1.1 Introduction. ................................................................................................................. 28

1.2 Les procédés de soudage .............................................................................................. 28

1.2.1 Soudage a l’électrode enrobée ............................................................................ 30

1.2.2 Soudage sous protection gazeuse : MIG/MAG .................................................. 30

1.3 Éléments sur les phénomènes physiques du soudage................................................... 32

1.3.1 Effet thermique ................................................................................................... 32

1.3.2 Effets mécaniques du régime thermique ............................................................ 34

1.3.2.1 Les déformations en soudage. ......................................................................... 34

1.4 Les contraintes résiduelles ........................................................................................... 35

1.4.1 Contraintes et déformations dans le sens longitudinal ...................................... 35

1.4.2 Contraintes et déformations transversales ................. Erreur ! Signet non défini.

1.4.3 Effet métallurgique ............................................................................................. 37

1.4.3.1 Introduction à la métallurgie du soudage. ....................................................... 37

1.5 Modifications microstructurales en zone affectée par la chaleur. Conséquences

métallurgiques des cycles thermiques de soudage ..................................................... 38

1.5.1 Température maximale atteinte en zone affectée par la chaleur ........................ 38

1.5.2 Transformations en ZAC lors du chauffage ....................................................... 39

1.5.3 Transformations en ZAC lors du refroidissement .............................................. 40

1.5.4 Phénomènes électromagnétiques et magnétohydrodynamiques......................... 41

1.5.5 Transfert du métal dans l'arc ............................................................................... 42

1.5.5.1 Transfert par court-circuit ............................................................................... 43

1.6 Transfert globulaire ...................................................................................................... 44

1.7 Transfert par pulvérisation axiale (spray) .................................................................... 44

1.7.1 Le transfert à veine liquide rotative .................................................................... 45

BIBLIOGRAPHIE - Chapitre 1……………………………………………………..47

II

2 L'ARC ÉLECTRIQUE ................................................................................................... 48

2.1 Introduction. ................................................................................................................. 48

2.2 La décharge électrique. ................................................................................................ 48

2.2.1 Décharge de Townsend. ..................................................................................... 49

2.2.2 Décharge luminescente. ...................................................................................... 49

2.2.3 Décharge d’arc. Formation de site émissif (spot). .............................................. 50

2.3 Différences de potentiel et courants d’arc. ..................................................................... 50

2.4 Phénomènes aux électrodes. ......................................................................................... 53

2.4.1 La cathode........................................................................................................... 53

2.4.1.1 La tache cathodique. ....................................................................................... 53

2.4.1.2 Emission électronique. .................................................................................... 53

2.4.2 Mouvement de la tache cathodique. ................................................................... 54

2.4.3 Vapeur et jets de plasma. .................................................................................... 55

2.4.4 L’anode. .............................................................................................................. 56

2.4.4.1 La tache anodique. .......................................................................................... 56

2.4.4.2 Chute de tension anodique et densité de courant. ........................................... 56

2.4.4.3 Jets de plasma et de vapeur. ............................................................................ 57

2.4.4.4 Mouvement de la tache anodique. .................................................................. 57

2.5 La colonne de l’arc. .................................................................................................... 57

2.5.1 Généralités. ......................................................................................................... 57

2.5.2 Mécanisme du transfert d’énergie aux particules. .............................................. 57

BIBLIOGRAPHIE - Chapitre 2 ..................................................................................... 59

3 L'ARC ELECTRIQUE DE SOUDAGE ........................................................................ 60

3.1 Introduction. ............................................................................................................... 60

3.2 Procédé de soudage T.I.G........................................................................................... 60

3.2.1 Description générale ........................................................................................... 60

3.2.2 Principe de l'opération. ....................................................................................... 61

3.2.3 Equipements de mise en oeuvre. ........................................................................ 61

3.3 Caractéristiques électriques de l'arc de soudage. ....................................................... 63

3.4 Relation entre la source d'énergie et la caractéristique de l'arc. ................................. 68

3.5 Phénomène cathodique. .............................................................................................. 69

3.5.1 Cathode thermo-ionique. .................................................................................... 69

3.5.2 Cathode non thermo-ionique. ............................................................................. 71

3.6 Phénomène anodique .................................................................................................. 72

3.6.1 Caractéristiques de l'anode. ................................................................................ 72

3.6.2 La balance d'énergie à l'anode. ........................................................................... 75

3.6.3 Profondeur de la zone de la chute anodique. ...................................................... 75

3.7 La colonne de l'arc de soudage ................................................................................... 76

III

3.7.1 Le flux d'énergie dans la colonne de l'arc. .......................................................... 76

3.7.2 La température de la colonne de l'arc ................................................................. 77

3.7.3 L'écoulement de matière dans la colonne de l'arc .............................................. 79

BIBLIOGRAPHIE – Chapitre 3…………………………………………….……..81

4 LES PHENOMENES ELECTROMAGNETIQUES ET

MAGNETOHYDRODYNAMIQUES EN SOUDAGE ................................................ 83

4.1 Introduction. ............................................................................................................... 83

4.2 Phénomènes électromagnétiques. ............................................................................... 83

4.2.1 Les notions fondamentales de l’électromagnétisme. .......................................... 83

4.2.2 Force magnétique. .............................................................................................. 84

4.2.3 Induction électromagnétique et champ magnétique créé par un conducteur

parcouru par un courant. ..................................................................................... 85

4.2.4 La contrainte de Maxwell et forces appliquées sur un élément conducteur. ...... 87

4.2.5 Effet de pincement (the pinch effect). ................................................................ 89

4.3 Phénomènes magnétohydrodynamiques en soudage. ................................................ 91

4.3.1 Introduction. ....................................................................................................... 91

4.3.2 Lois gouvernant l’écoulement de masse dans la colonne de l’arc. ..................... 91

4.3.2.1 Conservation de la masse. ............................................................................... 91

4.3.2.2 Conservation de la quantité de mouvement. ................................................... 92

4.3.3 Détermination de la vitesse de plasma à partir de l’équation de Bernoulli. ....... 94

BIBLIOGRAPHIE - Chapitre 4……………………………………………………..96

5 LES PROPRIETES MAGNETIQUES DES ACIERS DE CONSTRUCTION ........ 97

5.1 Introduction. ............................................................................................................... 97

5.2 Rappel d’électromagnétisme. ..................................................................................... 97

5.3 Les phénomènes magnétiques dans les matériaux. .................................................... 99

5.4 Les phénomènes magnétiques dans les matériaux ferromagnétiques. ..................... 100

5.4.1 Domaines magnétiques. .................................................................................... 100

5.4.2 Phénomènes d’aimantation d’un matériau ferromagnétique. ........................... 100

5.4.3 Propriétés magnétiques des matériaux ferromagnétiques. ............................... 104

5.4.4 Facteurs influençant les propriétés magnétiques. ............................................. 111

5.4.4.1 La température. ............................................................................................. 111

5.4.4.2 Facteurs propres au matériau magnétique..................................................... 113

5.4.4.3 Influence d’un écrouissage. .......................................................................... 118

5.4.4.4 Influence d’un traitement thermique. ............................................................ 120

5.4.5 Les matériaux ferromagnétiques et leur utilisation pratique. ........................... 121

BIBLIOGRAPHIE - Chapitre 5……………………………………………………123

IV

PARTIE II

6 ETUDE EXPERIMENTALE ....................................................................................... 125

6.1 Les causes du soufflage magnétique de l'arc. ........................................................... 126

6.1.1 Soufflage de l'arc par les champs magnétiques du courant de soudage. .......... 126

Dispositif expérimental……………………………………………………...128

6.1.1.1 Soufflage de l'arc par un courant additionnel. .............................................. 128

6.1.1.2 Soufflage de l'arc par une variation géométrique de la pièce à souder. ........ 130

6.1.1.3 Soufflage de l'arc par l'inclinaison de l'électrode. ......................................... 132

6.1.1.4 Soufflage de l’arc par la localisation de la masse. ........................................ 134

6.1.1.5 Soufflage de l’arc par l’effet de la largeur de la pièce .................................. 140

6.1.1.6 Soufflage de l’arc par répartition inégale de la matière ferromagnétique autour

de l’arc.……………………………………………………………...............142

Conclusion……………………………………………………………………159

6.1.2 Soufflage de l'arc par des champs magnétiques résiduels. ............................... 160

6.1.2.1 Origine du magnétisme rémanent. ................................................................ 160

6.1.2.2 Intensité et distribution du magnétisme résiduel dans les chanfreins. .......... 165

Conclusion…………………………………………………………………...180

6.2 l’arc de soudage plonge dans un champ magnétique transversal ............................. 182

6.2.1 Introduction ...................................................................................................... 182

6.2.2 Matériel utilisé .................................................................................................. 183

6.2.3 Spécification des conditions opératoires .......................................................... 183

6.2.4 Conception d’outil d’investigation ................................................................... 185

6.2.5 Etude de la déflexion de l’arc ........................................................................... 190

6.2.6 Paramètres gérant le comportement de l’arc dans un ....................................... 193

6.2.6.1 Introduction ................................................................................................... 193

6.2.6.2 Effet de l’intensité de l’induction magnétique .............................................. 193

6.2.6.3 Effet de la longueur de l’arc.......................................................................... 196

6.2.7 Propriétés électriques de l’arc aimanté ............................................................. 201

6.3 Approches de modélisation de la déformation de la colonne de l’arc par un champ

magnétique…………………………………………………………………………211

6.3.1 Approche magnétohydrodynamique................................................................. 211

6.3.2 Approche élastique pour la modélisation de la deformation de la colonne de

l’arc plongé dans un champ magnétique transversal ........................................ 215

6.3.2.1 Données expérimentales ............................................................................... 215

6.3.2.2 Hypothèses .................................................................................................... 215

Conclusion…………………………………………………………………………...228

V

6.4 Application d’un contre champ magnétique ............................................................ 228

Conclusion………………………………………………………………………..241

APPLICATION INDUSTRIELLE

6.5 SOUDAGE DES GOUJONS CONNENCTEURS CREUX PAR ROTATION

D’UN ARC SOUMIS A UN CHAMP MAGNETIQUE ......................................... 241

6.5.1 Introduction ...................................................................................................... 241

6.5.2 Soudage des goujons connecteurs. ................................................................... 241

6.5.3 Principe de la technique proposée .................................................................... 243

6.5.4 Conception d'une "tête magnétique" ................................................................ 244

6.5.5 Identification des paramètres régissant la technique proposée. ........................ 254

6.5.5.1 Le courant de soudage .................................................................................. 254

6.5.5.2 Le gaz de protection. ..................................................................................... 255

6.5.5.3 La longueur de l'arc. ...................................................................................... 257

6.5.5.4 Vitesse de rotation de l'arc. ........................................................................... 258

6.5.5.5 Le champ magnétique. .................................................................................. 260

6.5.6 Perspectives de la technique proposée.............................................................. 263

BIBLIOGRAPHIE – Chapitre 6 ………………………………………………….264

CONCLUSIONS...................................................................................................................264

1

INTRODUCTION GENERALE

I. INTRODUCTION

Les procédés de soudages à l’arc électrique restent les plus largement utilisés en

fabrications soudées. La nature de l’arc électrique rend celui-ci particulièrement sensible aux

champs magnétiques. Les forces électromagnétiques crées par ces champs peuvent être à

l’origine de la déflexion et de l’instabilité de l’arc jusqu'à, dans certaines conditions, éteindre

l’arc électrique. Ce phénomène est connu dans l’industrie sous le vocable « soufflage

magnétique de l’arc ».

Ce phénomène n’est qu’épisodiquement rencontré lors de la mise en œuvre de ces procédés. Il

peut être la cause d’apparition de nombreux défauts et il peut même rendre impossible la

réalisation de l’assemblage. Les conséquences économiques de l’apparition d’un tel

phénomène peuvent être particulièrement lourdes par suite de l’importance des réparations et

des dépassements des délais de fourniture qu’ils peuvent entraîner.

Le soufflage magnétique de l’arc électrique de soudage est le résultat d’une dissymétrie des

forces magnétiques appliquées à l’arc, elles-mêmes le résultat d’une interaction entre un

champ magnétique extérieur et le propre champ magnétique de l’arc. En effet, l’arc électrique

est une entité physique complexe qui possède son propre champ magnétique. La

compréhension des interactions entre l’arc et les champs magnétique nécessite la

compréhension de l’arc électrique et de sa nature.

En effet, c'est vers l'année 1800 que Humphry Davy fit, pour la première fois éclater une

décharge continue entre deux charbons horizontaux. Les flux convectifs donnant à la colonne

une forme courbée caractéristique, elle fut appelée "arc électrique". Ce fut le véritable point

de départ d'une activité très intense autour de ce phénomène dans le domaine de la recherche

mais surtout dans celui des applications.

Dans la physique des milieux ionisés, l'arc électrique occupe une place toute particulière en

raison du nombre et de l'importance sur le plan économique de ses applications. Les

ingénieurs ont rapidement vu le parti qu'ils pouvaient tirer de ce phénomène capable de

transformer l'énergie électrique en énergie lumineuse ou thermique.

Pourtant, la fin du 19ème siècle et les premières années du 20ème ont vu se

développer des travaux de recherche remarquables sur le plan expérimental, mais de portée

très limitée puisque les données de base de la physique moderne qui seules pouvaient

permettre d'interpréter tous les phénomènes observés n'étaient pas encore toutes établies.

Ainsi l'empirisme était la règle. Les améliorations successives apportées aux diverses

applications n'ont pas pu être les retombées d'une recherche fondamentale, mais le fruit de

l'intuition et du savoir-faire. Cette démarche créée par les circonstances, s'est perpétuée

jusqu'à une période récente où les applications ont atteint un degré de qualité, qui ne pouvait

être dépassé sans une connaissance approfondie des phénomènes.

On pouvait s'étonner de ce qu'un phénomène étudié depuis près de deux siècles

présente encore des aspects méconnus et fasse l'objet d'une recherche active [1]. Cela est dû à

la très grande complexité des mécanismes que les physiciens ont dû observer "de l'extérieur"

avant que les théories modernes alliées à des moyens de diagnostic très puissants ne viennent,

au coup par coup, apporter un éclairage nouveau à la compréhension des choses.

La compréhension du rôle des électrons et des ions dans la décharge allait permettre de

caractériser un milieu nouveau, le "plasma" bien qu'en toute rigueur ce terme ait servi à

définir un gaz totalement ionisé. Cependant, chaque avancée de la connaissance faisait surgir

un phénomène nouveau et si la colonne de l'arc électrique a fait l'objet de recherches

fructueuses, il reste encore des points mal interprétés comme par exemple les mécanismes de

transfert dans des milieux complexes. De la même manière, la connaissance de la structure

2

des métaux et la découverte de l'émission thermique semblèrent donner la clef des

phénomènes cathodiques de l'arc. Les applications de l'arc électrique connaissaient un

développement remarquable.

Parmi ces nombreuses applications, c'est le soudage par arc électrique qui, malgré la

diversité des procédés de soudage, reste de loin le plus utilisé.

L'arc électrique a été utilisé pour la première fois en soudage lors des expériences de soudage

à l'arc avec électrode en carbone effectuées par le français Auguste de Meritens et par le russe

Benardos en 1881.

Le soudage à l'arc avec fil électrode nu a fait l'objet de brevets déposés par Slavianoff en

Russie et Coffin aux Etats-Unis vers 1880 et la première électrode enrobée pour le soudage à

l'arc a été mise au point en 1907 par le suédois Kjellberg.

Les gaz inertes ont été utilisés pour la première fois en 1941 aux USA comme atmosphère de

protection pour le soudage TIG (Tungsten Inert Gas) des alliages légers dans l'industrie

aéronautique et le soudage MIG (Metal Inert Gas) est apparu sur le marché en 1948 aux USA

(1952 en Europe) pour le soudage semi-automatique des alliages d'aluminium.

La découverte de ce procédé de soudage MIG mettait en jeu une faible intensité de courant et

une basse tension devait révolutionner le soudage des tôles métalliques dans le domaine des

productions en série. Cette technique permettant d'obtenir un bain de fusion de petites

dimensions se solidifiant rapidement a enfin fourni à l'ingénieur soudeur la possibilité

d'exécuter de façon continue des soudures de précision dans toutes les positions. Des progrès

ont également été réalisés durant ces dernières décennies dans le domaine de l'élaboration des

métaux et particulièrement des aciers, ce qui a poussé le développement du soudage à l'arc qui

compte cinquante variantes environ à l'heure actuelle.

Mais l'arc électrique n'était pas insensible envers ce boum technologique dans le domaine de

l'assemblage et du contrôle des matériaux. Vu sa nature comme décharge électrique, l'arc

électrique est affecté par son environnement et surtout par les perturbations magnétiques et les

champs magnétiques qui peuvent exister comme conséquence de la décharge électrique elle-

même ou d'un facteur extérieur comme les techniques connexes du soudage.

II. CADRE ET OBJECTIF DE L’ETUDE

Le point de départ de cette étude est le suivant : En tant qu’ingénieur à CMI, j’ai été

confronté au problème de soufflage magnétique de l’arc lors de la réalisation d’une structure

d’une débobineuse. Le chef des soudeurs ainsi qu’un ancien technicien qui connaissaient ce

phénomène ont essayé de résoudre le problème d’une façon empirique, par exemple changer

la position de la masse, incliner l’électrode…sans grand succès.

Le professeur CHAPEAU, qui lui aussi connaissait bien le problème, m’a précisé que durant

sa carrière, il n’a jamais trouvé une étude scientifique approfondie et systématique de ce sujet.

C’est ainsi qu’il m’a proposé de l’étudier dans le cadre d’une thèse de doctorat.

Une étude bibliographique et des essais préliminaires ont montré que le sujet est complexe et

surtout multidisciplinaire.

Cette thèse a ainsi débuté en collaboration avec le CEWAC et a mis en évidence des

domaines d’investigations très intéressants du point de vue compréhension des phénomènes et

de l’application des résultats.

Quelques années plus tard, j’ai repris mes travaux en développant un cas d’application

pratique de l’utilisation des champs magnétiques contrôlés pour le soudage à l’arc. Une des

mis au point est « le soudage des goujons connecteurs (douilles, écrous, tubes…) par un arc

électrique tournant sous l’effet d’un champ magnétique radial ».

Il faut noter aussi, en tant que professeur de métallurgie, de soudage et contrôle des matériaux

à la Haute Ecole d’ingénieurs de Liège (ISIL) et en tant qu’un ingénieur soudeur international,

j’ai eu l’occasion de développer une expertise importante dans le domaine du soudage que j’ai

3

eu à cœur de transmettre dans cette thèse et que l’on retrouvera dans la première partie de

cette thèse.

Le but de la thèse peut être résumé aux points suivants :

Une compréhension approfondie du phénomène de soufflage magnétique de l’arc

électrique de soudage

Une étude systématique de toutes les configurations de soudage possibles qui

peuvent produire le soufflage.

Une identification et une certaine quantification des différents facteurs qui

produisent le soufflage

Une étude du comportement de l’arc de soudage plongé dans un champ

magnétique et une simple modélisation de la déformation de la colonne de l’arc

par un champ magnétique.

L’établissement de règles de bonne pratique pour la mise en œuvre des moyens

empiriques pour réduire le soufflage magnétique de l’arc.

Proposer des pistes qui pourraient être étudiées et appliquées pour lutter contre le

soufflage de l’arc électrique de soudage dans le cadre d’autres travaux ultérieurs

financés par des institutions et / ou des industriels.

III. STRUCTURE DE L’EXPOSE

La complexité des différents phénomènes dans l'opération de soudage est accrue par la

présence d'un champ magnétique résiduel dans le matériau ferromagnétique à souder. En

effet, l'arc électrique de soudage s'établit entre une anode et une cathode dans une atmosphère

qui est le gaz de protection (généralement de l'argon ou de l'hélium ou leurs mélanges). La

colonne de l'arc est donc constituée par un gaz ou fluide à haute température qui va influencer

les caractéristiques de l'arc et les phénomènes cathodiques et anodiques qui gouvernent le

comportement de l'arc et qui dépendent de la source de courant utilisée.

Par rapport à l’arc électrique en général, l'arc électrique de soudage se spécifie par sa longueur

réduite et sa basse tension avec une bande de courant relativement large. Ces spécificités ont

une influence directe sur les phénomènes électromagnétiques et magnétohydrodynamiques

qui gèrent l'écoulement de masse dans la colonne, "l'intensité" du jet de plasma par le biais de

la densité de courant, de la vitesse d'écoulement du fluide dans la colonne de l'arc et de la

nature du matériau et la géométrie de l'anode et de la cathode.

L’étude du soufflage magnétique de l’arc électrique de soudage, apparait comme un domaine

de recherche à la fois ouvert et complexe, car il demande de mettre en commun des

connaissances issues de domaines distincts de la physique, de l’électricité et de la mécanique.

Ainsi, la description de l’influence du champ magnétique sur l’arc de soudage, met en jeu des

phénomènes physiques aussi variés que l’étude des plasmas, des interactions magnétiques et

magnétohydrodynamiques, la description et la quantification des transferts d’énergie dans

l’arc et vers la pièce soudée, les modifications microstructurales et magnétiques des matériaux

soudés, l’apparition de défauts et de contraintes résiduelles…

Face à cette pluralité de connaissances requises, et une bibliographie très peu abondante sur

ce sujet, il est apparu nécessaire de recourir à une recherche bibliographique approfondie afin

4

d’améliorer la compréhension des phénomènes et de leur interactions pour pouvoir

comprendre le reste.

Pour cela l'étude sera divisée en deux parties : la première partie est une recherche

bibliographique et la deuxième partie qui constitue l’apport personnel est une étude

expérimentale.

La partie I est divisée en cinq chapitres.

Le premier chapitre est un rappel condensé de ce que c’est le soudage et

l’établissement de la liaison avec les perturbations magnétiques en soudage à

l’arc, sujet traité dans cette étude.

Un deuxième chapitre traite l'arc électrique comme une décharge électrique en

général : conditions de naissances, principales caractéristiques, les taches

cathodiques et anodiques, la colonne de l'arc, le bilan d'énergie.

Un troisième chapitre est consacré à l'arc électrique de soudage. Il fournit les

bases nécessaires à la compréhension des mécanismes spécifiques de l'arc

électrique de soudage :

Les phénomènes aux électrodes qui seront décrits font encore l'objet d'une

recherche active.

La colonne de l'arc : une description sommaire des phénomènes

élémentaires qui jouent un rôle important sur l'état d'équilibre du plasma de

l'arc, et de l'influence des gaz de protection sur les caractéristiques tension-

courant et tension-longueur de l'arc de soudage.

Les phénomènes cathodiques et anodiques qui gouvernent la "survie" de

l’arc.

Un quatrième chapitre a pour objet de comprendre les phénomènes

électromagnétiques et magnétohydrodynamiques dans le processus de soudage.

Ces phénomènes gèrent l'écoulement du plasma dans la colonne de l'arc. Les jets

de plasma, jouent un rôle très important dans l'établissement d'une certaine

"rigidité" de l'arc et sa résistance à la déflexion sous l'effet des forces extérieures

(champ magnétique résiduel éventuellement, qui cause sa déflexion). Ils gèrent

aussi le mouvement de métal liquide dans le bain de fusion, qui, avec le flux de

chaleur apporté de proche en proche vont orienter la solidification et par

conséquent vont influencer la microstructure de la zone fondue.

Un cinquième chapitre sera consacré à l'étude des propriétés magnétiques des

aciers de construction courants, qui sont généralement mal connues, étant donné

que la quasi-totalité des recherches consacrées aux propriétés magnétiques se sont

concentrées sur les aciers utilisés en électrotechnique et en électronique.

5

La partie II de ce travail (chapitre 6) est expérimentale et constitue le principal apport

personnel. On étudie :

* L'étude et la mise en évidence des différentes dispositions opératoires qui

produisent le soufflage de l'arc au travers d’essais systématiques réalisés au

laboratoire.

* La conception et la fabrication d'un système "commandé" pour créer et faire varier

un champ magnétique transversal artificiel dans la zone de l'arc de soudage.

* La réalisation des mesures systématiques de l'induction magnétique dans l'espace

de cette zone pour déterminer les caractéristiques du système : B=f (I).

* L’étude qualitative de la variation des forces de soufflage de l’arc pendant le

soudage de la première passe et les passes de remplissage.

* Etude de l’effet de la géométrie des joints usuels sur l’intensité du soufflage.

* Une campagne de mesure des champs résiduels et des champs perturbateurs dans

les ateliers du département "piping Division" (Fabricom), (le problème du

soufflage magnétique de l'arc est en effet plus fréquent dans le soudage des tubes),

la division énergie de CMI ainsi que des mesures effectuées au Laboratoire des

essais non destructifs LEND du CEWAC.

* La réalisation d’essais permettant de mettre en évidence le comportement de l'arc

électrique de soudage plongé dans un champ magnétique transversal et l'influence

des paramètres qui jouent un rôle important, tel que l'intensité du champ

magnétique, l'intensité du courant de soudage, et la longueur de l'arc. Ces essais

ont permis d’effectuer une modélisation simple de la déflexion de l’arc et la

détermination d’une relation mathématique du champ magnétique critique au-delà

de laquelle aucune soudure de qualité ne peut être garantie.

* L’étude par métallographie de l’aspect du cordon sous l’effet d’un champ

magnétique.

* La proposition d’une méthode de même nature électromagnétique pour

solutionner le problème de soufflage magnétique de l’arc de soudage par une sorte

d’asservissement de la position de l’arc.

Enfin, et après avoir compris et avoir maîtrisé les aspects néfastes de l’influence des

champs magnétiques sur l’arc électrique de soudage, nous proposons une application

industrielle où on peut créer un aspect positif de l’effet des champs magnétiques sur l’arc et

en tirer profit. On va profiter d’un champ magnétique pour « commander à distance » l’arc de

soudage et le déplacer suivant une trajectoire précise en vue de développer des technologies

de soudage innovantes.

6

IV. ETAT DE L’ART DU SOUFFLAGE MAGNETIQUE

DE L’ARC ELECTRIQUE DE SOUDAGE

A. GENERALITES

Vu sa nature de décharge électrique, l'arc électrique est affecté par son environnement et

surtout par les perturbations magnétiques et les champs magnétiques qui peuvent exister

comme conséquence de la décharge électrique elle-même ou d'un facteur extérieur comme les

techniques connexes du soudage.

Le soufflage magnétique de l'arc est une déviation de l'arc électrique sous l'effet de forces

magnétiques engendrées par du magnétisme résiduel et /ou par le courant de soudage

principalement en courant continu. Ce phénomène complexe et imprévisible est rencontré

surtout sur des matériaux magnétisables, lors de soudage en fond de chanfrein, en angle et sur

les extrémités de pièces de longues dimensions.

Il affecte la qualité de l'assemblage et le temps de travail.

Ce phénomène sera amplifié lorsqu'il s'agit d'assembler des métaux ferromagnétiques.

Plusieurs soudeurs ont eu la surprise : l'arc entre dans une phase d'instabilité et s'éteint.

"I'm sorry, we just can’t weld your material announced a frustrated welding foreman.

But you've welded X 60 before. Everybody welds X 60.

which welders have you got on the job ?

We've got the best welders but they're struggling with a hopeless task. The arc keeps

blowing all over the place. It's even blown out"

P.J. Blakeley, reporte qu'une telle discussion peut avoir lieu dans n'importe quel atelier de

soudage et avec n'importe quel soudeur [2].

Plusieurs soudeurs ont utilisé différentes méthodes pour le contrecarrer sans jamais arriver à

une solution globale satisfaisante.

Ce phénomène, connu depuis longtemps, reste une préoccupation d’actualité pour les

entreprises de fabrications soudées car aucune solution globale n’y a encore pu être portée. En

effet, il n’a jamais fait l’objet d’études scientifiques approfondies permettant de cerner le

problème de manière globale et d’en déduire des solutions utilisables en pratique. Ceci est

principalement dû au fait que les entreprises se trouvent confrontées au problème, de manière

imprévisible, lors de la réalisation de l’assemblage et avec des délais de fournitures à

respecter qui sont incompatibles avec une étude scientifique quelque peu approfondie. Les

entreprises sont dès lors amenées à ajuster, avec plus ou moins de bonheur, l’une ou l’autre

solution empirique au cas particulier de leur fabrication.

7

B. SOUFFLAGE DE L’ARC PAR UN CHAMP MAGNETIQUE EXTERIEUR

Le soufflage de l’arc électrique de soudage est le résultat d’interactions entre le propre champ

magnétique de l’arc (circulaire) et un champ magnétique extérieur (Fig 1).

Fig 1 : Interaction entre le champ circulaire de l’arc et un champ transversal [3].

Un tel champ peut être un champ magnétique résiduel qui trouve son origine dans

« l’historique » de manutention, de stockage, de préparation, ou de contrôle non destructif par

magnétoscopie.

La manutention des tôles par des électroaimants, le stockage parmi des pièces magnétisées, le

soudage et les techniques connexes (chanfreinage, oxycoupage, gougeage, meulage,…) sont

toutes des opérations qui peuvent influencer les domaines magnétiques des matériaux et faire

apparaître du magnétisme résiduel.

C. SOUFFLAGE DE L’ARC PAR SON PROPRE CHAMP MAGNETIQUE

Le courant de soudage crée autour de l’arc un champ magnétique concentrique symétrique

exerçant une compression magnétique sur le plasma de l’arc qui assure son équilibre. Une

distorsion des lignes de forces magnétiques crée une concentration de celles-ci d’un côté de

l’arc, fait naître une force magnétique qui souffle l’arc vers le côté opposé (Fig 2.b). Plusieurs

sources bibliographiques [4, 5, 6, 7, 8, 9, 10] montrent que dans la pratique de soudage, cette

distorsion du champ propre de l’arc est toujours présente et qu’elle peut être la conséquence

de la variation du trajet du courant de soudage depuis l’arc vers la masse (figures 2a et 3).

8

(a) (b)

Fig.2 : Distorsion du champ magnétique au voisinage de l’arc

(a) : Distorsion due au changement de trajectoire des lignes de courant

(b) : Distorsion due à la différence de matière magnétique autour de l’arc

Fig.3 : Déflexion de l’arc par le champ du courant de retour à la masse [12].

Un arc électrique de longueur L0 parcouru par un courant de soudage I plongé dans un

champ magnétique transversal de densité B sera soumis à une force magnétique F = IBL0 .

Considéré comme un conducteur flexible, l’arc est soufflé ou dévié (Fig 4).

Fig 4 : Soufflage de l’arc électrique de soudage

9

La longueur de l’arc dévié augmente suite au déplacement xa de sa tache anodique (Figure 4).

La déviation de l’arc sous l’effet des forces magnétiques entraîne une diminution de

l’intensité du courant de soudage, diminution qui peut être telle qu’elle devienne insuffisante

pour entretenir l’ionisation du plasma de l’arc et entrainer ainsi son extinction.

(b)

Figure 5 Caractéristiques des postes de soudage [13].

(a) : Caractéristique plongeante d’un poste de soudage à l’électrode enrobée et TIG

(b) : Caractéristique horizontale d’un poste de soudage MIG - MAG

La figure 5 illustre le principe de l’extinction de l’arc soufflé par un champ magnétique.

En sachant que la tension d’arc varie pratiquement linéairement avec sa longueur, on voit

qu’une augmentation de cette longueur déplace le point de fonctionnement de l’arc des points

A vers les points B, ce qui entraine une diminution du courant de soudage dont l’importance

est liée à l’allure de la caractéristique du poste à souder. L’examen du diagramme de la figure

5 correspondante au soudage semi-automatique MIG – MAG, montre que l’allure de la

caractéristique de ce type de poste à souder entraine une diminution importante du courant,

voire une annulation, pour une relativement faible variation de la tension, c'est-à-dire de la

longueur de l’arc.

D. CONSEQUENCES TECHNIQUES ET ECONOMIQUE DU SOUFFLAGE

DE L’ARC DE SOUDAGE

Le soufflage de l’arc affecte la vitesse de soudage, le temps de travail et donc le coût par les

différents défauts qu’il engendre (la réparation d’une soudure peut couter dix fois le coût

initial). Il peut même être à l’origine de l’incapacité d’une entreprise de continuer à travailler

sur une commande. Cet effet économique est le résultat de la qualité technique de la soudure.

Le soufflage ou la déviation de l’arc d’une distance Xa par rapport à l’axe du joint soudé (voir

Fig 4 ci-dessus) va causer des morsures et des petites variations de sections dans la zone de

raccordement entre le joint soudé et la pièce.

Le soufflage magnétique de l’arc électrique de soudage est une des principales causes de ces

défauts. En effet sous l’effet des forces magnétiques, l’arc est dévié d’un angle α2 pour

« mordre » la pièce verticale dans le cas d’un cordon d’angle (voir fig 6 A) alors que les

10

gouttelettes de métal fondu sont dirigées vers une zone faisant un angle α1 inférieur à α2, ce

qui provoque une morsure. Dans le cas d’un cordon bout à bout, l’arc est dévié d’un angle α2

alors que les gouttelettes de métal fondu sont dirigées vers une zone faisant un angle α1 (figure

6 B) où l’apport calorifique est beaucoup plus faible du fait que le jet de plasma est dévié sur

l’angle α2. Ainsi, les gouttes de métal fondu se déposent sur une surface « froide » du métal

de base et la solidification par épitaxie ne fonctionne pas. Le résultat est un manque de fusion.

Fig 6 : Soufflage de l’arc sous l’action des forces magnétiques dans différentes dispositions

[14].

1-arc, 2- goutte de métal fondu, 3- fil électrode, 4- tube de contact, 5- pièce, 6- poste de

soudage, 7- lieu de haute densité magnétique, α1- angle de la direction des gouttes, α2- angle

de la direction de l’arc.

L’instabilité de l’arc par soufflage magnétique engendre des variations géométriques qui

sont à l’origine d’importantes concentrations de contrainte qui s’ajoutent à celle déjà

existantes comme le montre la répartition des contraintes dans les joints soudés (Fig 7).

11

Fig 7 : Concentrations de contraintes en pied de cordon [15].

Dans le cas des assemblages soudés, la résistance à la fatigue est influencée par la géométrie

du cordon, par son orientation vis-à-vis de la direction de la charge, par la qualité de la

soudure et par la présence de contraintes résiduelles.

L'introduction d'entailles géométriques et d’hétérogénéités structurales (inclusions) peut

également être un facteur déterminant pour la vie d'un organe mécanique. Ces discontinuités

sont particulièrement présentes et souvent inévitables dans les assemblages effectués par

soudure.

La forme du cordon se caractérise par un profil général et par des défauts localisés

dans la zone de raccordement de la surface du cordon et de la surface du métal de base. Cette

forme dépend principalement du procédé et de la procédure de soudage mis en œuvre.

Les contraintes résiduelles de traction dues au soudage sont souvent élevées; elles

sont maximales dans les zones de concentration de contraintes dues à la forme des cordons et

elles atteignent généralement le niveau de la limite élastique du métal de base.

De nombreux défauts recensés par les soudeurs sont le résultat du soufflage magnétique de

l’arc. Nous allons présenter deux exemples de défauts considérés comme les plus dangereux.

Caniveaux

Les caniveaux ou morsures constituent des défauts particulièrement dangereux, puisqu'ils

sont situés au point de raccordement de la surépaisseur du cordon avec la pièce adjacente.

Le soufflage de l’arc dévie celui-ci et au lieu de se diriger vers le chanfrein, il va « mordre »

la zone de raccordement entre le métal fondu et le métal de base ( Fig 8 et 9).

12

Caniveaux continus.

Morsures locales.

Entre passes

Débordement par soufflage de

l’arc

Figure 8 : Différentes formes de caniveaux [16].

Fig 9 : Morsure sur un cordon d’angle [17].

Dans la zone de raccordement du métal fondu avec le métal de base, on observe toujours un

défaut microscopique aigu (figure 10).

Lorsque l’arc est soufflé, ce défaut présente généralement une acuité particulièrement sévère

et constitue de ce fait un point de départ privilégié pour les fissures de fatigue (fig 11).

13

Fig 10: Défaut microscopique en pied de cordon (cliché CEWAC).

Fig 11 : Rupture par fatigue en pied de cordon (cliché CEWAC)

Manque de fusion ou collage

Le manque de fusion est une discontinuité de la soudure pour laquelle la fusion n’a pas eu lieu

avec le métal de base ou le métal déposé de la passe précédente. C’est un défaut plan.

La cause principale de ce manque de fusion est un apport calorifique insuffisant. La

conséquence est que le métal de base du chanfrein n’atteint pas la fusion et le métal déposé se

répand sur la surface du métal de base, sans liaison intime avec celui-ci. La solidification par

épitaxie n’a pas eu lieu.

Les manques de fusion sont souvent accompagnés d'une oxydation du métal laissant

une couche d'oxyde dans le joint ; ce défaut est alors appelé collage (fig. 12).

Métal

fondu

Métal de

base

Entaille

géométrique

14

Ce type de défaut est difficilement décelable, souvent on ne s’en rend compte qu’après

rupture du joint.

Fig 12: Manque de fusion entre passes [18].

Fig 13 : Manque de fusion entre métal fondu et métal de base [17].

15

E. QUELQUES SOLUTIONS AVANCEES POUR LE SOUFFLAGE

MAGNETIQUE

Plusieurs soudeurs ont essayé de trouver une explication et / ou une solution de ce problème

depuis l’apparition de la technique du soudage. Des publications spécialisées et non

spécialisées ont présentés le sujet sans jamais arriver à proposer des solutions systématiques et

efficaces. Les soudeurs, les commerçants, vendeurs de matériel de soudage, de gaz de

protection, de métal d’apport donnent toujours des conseils et des solutions qui restent les

mêmes et parfois ne dépassent pas le but commercial.

D’autres investigations ont abordées le sujet de l’interaction entre un champ magnétique et

l’arc électrique de soudage [2, 3, 8, 9, 19, 20, 21, 22, 23, 24, 25, 26, 27, 28, 29, 30, 31, 32, 33,

34, 35, 36] mais peu sont les études qui ont proposé des pistes pour lutter contre le soufflage

magnétique de l’arc.

La démagnétisation en dépassant le point de Curie (entre 750°C et 800°C) donne de bons

résultats [19]. Cependant, ce traitement thermique est toujours coûteux et entraine des

déformations.

Des essais [19] sur des aciers de différentes origines, avec des valeurs de magnétisme résiduel

de 30 Gauss (1 Gauss = 10-4

T) ont été effectués. Après passage du point de Curie, on a relevé

un champ résiduel de 0.5 Gauss qui est de même ordre que le champ magnétique terrestre. Il

faut noter ici et pour des raisons métallurgiques, qu’il sera impossible d’envisager un

traitement thermique de démagnétisation, sur certains aciers, vu l’effet néfaste sur ses

propriétés mécaniques. C’est pour cela qu’on a essayé la démagnétisation à température

ambiante. Un appareil de démagnétisation locale a été développé par Hitachi pour souder à

l’arc TIG l’acier à 9% Ni [37] (Fig 14). L’appareil se déplace le long du chanfrein à souder

pour démagnétiser localement la zone de part et d’autre du chanfrein.

Fig 14 : Appareil de démagnétisation locale [37].

16

Fig 15 : Démagnétisation locale du chanfrein [37].

A la référence [38], il est rapporté qu’un champ résiduel de plus de 100 Gauss n’a pu être

annulé. La soudure n’a pu être réalisée qu’après avoir rempli le joint par de la limaille de fer

de dimension 0.2 à 0.5 mm.

Une démagnétisation correcte des pipelines est presque impossible, une solution alternative

est proposée dans [38]. Elle consiste comme le montre la figure 16 à shunter le magnétisme

résiduel par une barre en acier de haute perméabilité magnétique et de section beaucoup plus

importante que celle du tube.

Fig16 : pipeline Shunté [38].

D’autres auteurs [39] proposent des solutions particulières en jouant sur le dispositif de

fixation pour diminuer au maximum les champs magnétiques susceptibles de provoquer le

soufflage de l’arc. Ainsi, pour le soudage des cordons longitudinaux des pipelines, les bras de

fixations doivent être non magnétiques, et un support en cuivre lui-même repose sur une

poutre en acier doux. Un jeu d’au-moins un pouce entre le tube et la poutre est nécessaire (Fig

17

17). La masse ne doit pas être connectée au support en cuivre mais directement sur la pièce à

souder.

Fig 17 : Dispositif spécial de fixation d’un tube à souder pour lutter contre le soufflage de

l’arc [39].

Lorsque les lignes de courant sont distordues et un soufflage magnétique persiste, il est

conseillé à la référence [40] de souder au début et à la fin du cordon deux appendices en acier

et d’utiliser la technique de soudage par pas de pèlerin comme le montre la figure 18.

Fig 18 : Soudage par pas de pèlerin. Les appendices soudés aux deux bords doivent être de

même épaisseur que la pièce à souder [40].

Le soufflage de l’arc est souvent présent pendant le soudage des pièces de forme tubulaire

comme les pipelines et particulièrement lors de la réparation. En effet cette forme

géométrique est favorable au développement d’un magnétisme résiduel qui se ferme sur lui-

même et tend à augment dans le temps par effet du champ magnétique terrestre. Pour réparer

des pipelines de gaz, la compagnie Tomsktransgaz [41] utilise des aimants permanents en

forme C comme le montre la figure 19.

Fig 19. Compensation d’un champ magnétique résiduel dans un chanfrein par un aimant

permanent [41]

18

Vu l’impossibilité de démagnétiser complètement des pièces, les soudeurs ont essayé de

trouver des solutions particulières pour des produits particuliers mais de géométrie simple et

répétitive comme les tubes ou gazoducs. Les sociétés pétrolières se permettent de financer des

études et du matériel pour un seul produit, chose impossible pour la construction soudée en

général. En effet une étude intéressante [42] propose une solution assez connue (que j’ai déjà

utilisé lors de mon intervention sur un chantier de DISTRIGAZ plusieurs années auparavant

voir Figure 19), mais sous une autre forme : il s’agit tout simplement de la compensation du

magnétisme résiduel Hg par un contre champ magnétique Ha. Fig 20.

Fig 19 : Compensation d’un champ résiduel lors de mon intervention sur un chantier de

DISTRIGAZ pour solutionner le soufflage de l’arc pendant le soudage des gazoducs.

Fig 20 : Principe de compensation du champ résiduel Hg par un contre champ Ha [42].

Contrairement aux méthodes disponibles dans la littérature [43 ; 44], cette méthode prévoit

des règles simples à utiliser par un soudeur qui n’a pas des connaissances pointues en

électromagnétisme. Une simulation par éléments finis (Fig 21) conjuguée à des mesures

expérimentales sur des tronçons de gazoducs à réparer a permis à José Hiram et all [42] de

déterminer des courbes de compensations (Fig 22).

19

Fig 21 : Simulation par éléments finis du champ nécessaire pour contrer le soufflage de l’arc

en conditions réelles [42].

Pour une épaisseur de tube et une distance X0 entre le chanfrein en V et le câble de courant

enroulé autour du tube, on a différentes courbes pour différents diamètre extérieurs des

gazoducs. Ces courbes de compensations donnent la valeur du champ magnétique Ha

nécessaire pour compenser le champ magnétique résiduel Hg et avoir un champ résultant Hr

nul.

20

Fig 22 : Courbes de compensation du champ résiduel en fonction de l’épaisseur et du diamètre

des gazoducs [42].

21

Le soudeur n’a qu’à mesurer par un gaussmètre la valeur et le signe du champ résiduel Hg

pour déterminer le nombre des spires à enrouler autour du tube Fig 23.

Le câble des spires de la bobine et l’intensité du courant sont ceux du poste de soudage dans

les conditions réelles de soudage et selon la procédure préconisée par la norme.

Fig 23 : Schématisation du câblage et de mesure du champ résiduel [42].

Il est connu aussi que le soudage par courant alternatif ne provoque pas le soufflage,

cependant, une étude [45] a montré que les pièces étroites soudées à l’électrode enrobée sont

affectée par le soufflage même avec du courant alternatif.

Notons aussi que les problèmes liés à l’action des champs magnétiques sur l’opération de

soudage affectent aussi le procédé de soudage par faisceau d’électron (Fig 24). Depuis son

apparition, les soudeurs ont constaté la déviation du faisceau d’électron sans jamais avoir une

recette de prévention. Il fallait que le procédé soit utilisé en chaudronnerie lourde pour que sa

résolution devienne une nécessité absolue. Des études beaucoup plus fructueuses que celles

concernant l’arc électrique ont été menées. [46, 47, 48, 52,53].

Fig 24 : Déviation du faisceau d’électron par magnétisme résiduel [48].

22

Dans le cas de soudage par faisceau d’électron, et après avoir mené des recherches sur des

nuances d’aciers et des épaisseurs différentes, on peut dire que la démagnétisation et le

blindage magnétique constituent les meilleures solutions en soudage avec faisceau

d’électron [48]. Ainsi, la prévention de la déflexion du faisceau d’électron peut être effectuée

par effet d’écran magnétique (Fig 25) et / ou commande de la déflexion par boucle de réaction

[49].

(a) (b)

Fig 25 : Prévention de la déflexion du faisceau d’électron par effet d’écran magnétique [48].

(a) Tube à haute perméabilité magnétique constituant un écran

(b) Valeurs du champ H à l’intérieur du tube où passe le faisceau d’électron en

fonction du champ perturbateur H0, de la géométrie et de la perméabilité du

tube.

Pour les fortes épaisseurs, la solution du tunnel de démagnétisation par un champ basse

fréquence associé à un passage dans des directions privilégiées paraît une solution

prometteuse [48].

En ce qui concerne le calcul de la déviation et des moyens de protection du faisceau

d’électron, des renseignements complémentaires se trouvent dans [48, 49, 50, 51, 52, 53, 54,

55, 56, 57, 58, 59].

Là encore, on peut dire que la résolution du problème que pose le magnétisme rémanent des

pièces en acier ferritique que l’on veut souder par faisceau d’électron n’a pu être totalement

obtenue par l’application théorique des lois physiques [48].

23

BIBLIOGRAPHIE

[1] : Serge Vacquie. L’arc électrique, Collectif –Edition Eyrolles-2000, 2-212-05822-5.

[2] : P.J. Blakerley Magnetic arc blow – causes, effect and cures. Metal construction

February 1988, pp 58-61.

[3] : Ganowski, "The Magnetarc Welding Process", Welding and Metal Fabrication,

June 1974, 206-213.

[4] : Guile A E. The magnetic movement of short arcs with reference to arc welding

problems- British welding journal 1966 – June.

[5] : Notvest R. Magnetic flare and arc blow in welding. The Welding Engineer 1935; Part I

(May) 24-26; Part II (June) 32-35.

[6] : The Lincoln Electric Company. The procedure handbook of arc welding; 12 th Edition,

publ. The Lincoln Electric Company, Cleveland, Ohio, 1973.

[7] : Clement P R and Johnson WC. Electrical Engineering Science. Publ. Mcgraw-Hill, 1960.

[8] : Nohura H, Sujitani T and Nakagawa H. Magnetic force in multi-electrodes submerged

arc welding. Paper 41, Welding Institute conference on “Arc physics and weld pool

behavior “ May 1979.

[9] : P J Blakeley. Magnetic – a blow to welding Welding & Metal Fabrication 1999.

[10] : Lei Z. Schlitz and al . Gas Dynamics and electromagnetic Processes in High-Current

Arc Plasmas. Part II: Effects of External Magnetic Fields and Gassing Materials.

Cooling Technologies Research Center, Research Publications. 1998. Journal of applied

physics Volume 85 Number 5, March 1999.

[11] : Chas. H.Jennings and Alfred. B, " Magnetic arc blow " .Welding research supplement

[12] : The Lincoln Electric Company – The welding experts.

[13] : Cours procédés de soudage (Institut belge de soudage).

[14] : J. Tusek, B. Bajcer, B.Taljat, M.Hrzenjak. “Analysis of lack of fusion in welds at water

heaters”- Metallurgija 46 (2007) 2, pp 11-116.

[15] : Kuppens. O. Cours IBS. Calcul des assemblages soudés. 2008.

[16] : CETIM. Mécanosoudage fabrication. Octobre 1993.

[17] : WWW. soudeur.com

[18] : Cours IBS. Notes personnelles – formation Ingénieur Soudeur International 2009.

[19] : M. Gonthier-Maurin: Problèmes particuliers du magnétisme résiduel pour le soudage

24

faisceau d’électrons. Construction industrielle de la méditerranée. Soudage et technique

connexes - Septembre –Octobre 1990.pp33 – 39.

[20] : Serdyuk, D. B., and Kornienko, A. N.1963. The welding arc in an alternating transverse

magnetic field. Automatic Welding (10):7–13.

[21] : Hicken, G. K,. and Jackson, C. E. 1966.The effect of applied magnetic fields on

Welding arcs. Welding Journal 45(11): 515-s to 524-s.

[22] : Hughes, R. V., and Walduck, R. P. 1987. Electromagnetic arc path control in robot

plasma welding. J. D. Lane, ed., Robotic Welding, pp. 243–263. IFS Publication and

Springer-Verlag.

[23] : József Takács Magnetism - A Blow to Welding. The origins of magnetic arc blow are

examined. Solving problems associated with high levels of magnetism at a

Hungarian site is used as a practical example. (Published in Welding & Metal

Fabrication, May 1999)

[24] : Mallya, U. D., and Srinivas, H. S. 1993. Magnetic steering of arc and bead

characteristics in submerged arc strip cladding. Welding Journal 72 (11):517-s to 522-s.

[25] :Y. H. KANG AND S. J. NA. Characteristics of Welding and Arc Signal in

Narrow Groove Gas Metal Arc Welding Using Electromagnetic Arc Oscillation

Supplement to the Welding Journal, pp 93s- 99s MAY 2003

[26] :Liu Zheng jun, Liu Jing duo, Muli jun,Fu Ying qing; The Effect of Magnetic Field on

Wear Resistibility of Remelted Layer[J];Transactions of The China Welding

Institution;2001-05

[27] :Liu Zheng-jun,Zhao Qian,Shao Da-wei,Yang ; Influence of Duty Cycle of Periodic

Alternating Magnetic Field on Microstructure and Wear Resistance of Plasma Arc

Surfacing Welding Layer on Fe-Based Metals[J];Materials Protection;2009-01

[28] :Lei Z. Schlitz, Suresh V. Garimella,a) and S. H. Chan

Gas dynamics and electromagnetic processes in high-current arc plasmas.

Part II. Effects of external magnetic fields and gassing materials

Journal of Applied Physics volume 85, number 5 1 march 1999.

[29] :Hicken, G. K., and Jackson, C. E. 1966.

The effect of applied magnetic fields on welding arcs. Welding Journal 45(11): 515-s to

524s.

[30] : Jayarajan, T. N., and Jackson, C. E. 1972.

Magnetic control of gas tungsten arc welding process. Welding Journal 51(8): 377-s to

385-s.

[31] :Ecer, G. M. 1980. Magnetic deflection of the pulsed current welding arc. Welding

Journal 59(6): 183-s to 191-s.

[32] : Lancaster, J. F. 1986. The Physics of Welding. Oxford, Pergamon.

[33] : Sugitiani, Y., Kobayashi, Y., and Murayama, M. 1991. Development and application

25

of automatic high speed rotation arc welding. Welding International 7 (5): 577–583.

[34 : Kalev, Mikhailov, V'lchev, "Calculation of Temperature Fields in Welding with a

Magnetically Controlled Arc with the Power Changing with Time", Welding

Production, October 1986, 28-29

[35] : Hone, "Magnetically Impelled Arc Butt Welding", Production Engineer,

February 1989, 38-40

[36] : Hagan, Riley, "An Industrial Application of MIAB Welding of Tubes: A Rear

Axle Cross Tube Assembly", Second International Conference on Pipe Welding,

London, 20-22 November 1979, Volume 1 - Papers, Paper 17, 51-58

[37] : Setsuji Minehisa, Ichiro Konishi, Syunzo Murakami, Yoshiaki Shibuya. Hitachi Zosen

technical review 1978 39 pp6 – 22.

[38] : E W L Norman, « Magnetic arc blow Part 2 Effects and solutions ». Metal construction,

August 1984.

[39]: Geoff Lipnevicius. The Lincoln Electric Company

[40]: N° 12 Part II.

[41]: V.V. Kozlov and I.V Tret Yakov. “Using permanent magnets for preventing magnetic

arc blow in repair of transmission gas pipelines”.welding international,volume 21, issue

7, 2007).

[42]: Jose Hiram Espina Hernandez, Francisco Caleyo, Gabriela Lourdes Rueda Morales, Jose

Manuel Hallen, Abraham Lopez Montenegro, and Eloy Perez Baruch. “Method provides

welders new technique for avoiding arc blow” PennEnergy.

[43]: Proctor, N.B., "The Removal of Detrimental Magnetic Fields at Pipeline Tie-Ins,"

Pipeline Research Council International, Catalog No. L51389e, Houston: Technical

Toolboxes Inc., 1980.

[44]: Kildishev, A.N., Nyenhuis, J.A., Dobrodeyev, P.N., and Volokhov, S.A., "Deperming

Technology in Large Ferromagnetic Magnetic Pipes," IEEE International Magnetics

Conference, Kyongju, Korea, May 18-21, 1999.

[45] : P.J. Blakelay, A.Sanderson: The origin and effect of magnetic fields in electron beam

welding. Welding journal – janv. 1984, vol 63 n°1 p42-49.

[46] : H. Kihara, S. Minehisa, N. Sakabata, Y. Shibuya : Study on hight power electron

beam welding (Report 3). Development of the method for eliminating beam

deflection caused by the residual magnetism of heavy thick plates. IIW Doc. IV –

324-82.

[47] : C.M.Weber: New developments in electron beam welding. 16-18 Nov. 1981 – ASM

pp 647-652.

26

[48] : P.Gonthier-Maurin « Problèmes particuliers du magnétisme résiduel pour le soudage

faisceau d’électrons » - Soudage et techniques connexes- Septembre- Octobre 1990).

[49] : Soudage et techniques connexes Juin 1987.

[50] : T. Tourette- A. Ducrot: RapportMCT/TS-TT/11/88 du 07.01.1988. Démagnétisation

d’une couronne en acier à haute limite élastique.

[51] : A. Ducrot : Rapport UC/CATSAD/84 du 07.03.84.Magnétisme. Déviation du faisceau

d’électrons par champ magnétique.

[52] : J.P.Galea :Influence du champ magnétique rémanent sur le faisceau d’électrons.1976

Rapport d’étude n° 150.

[53] : F. Petit : Le soudage par faisceau d’électrons. Etude des champs magnétiques

résiduels.FRAMATOME – Rapport de stage n°591 – 17.11.88.

[54] : V. Yu. Neporozhnyi : Adevice for compensatingthe remanent magnetic field in the

electron beamwelding of steel plate. Autom. weld. 1984 – vol.37 – pp62-63.

[55] : G.A Shilov, S. N. Lovbasenko: Screening the electron beamagainst residual magnetic

fields in electron beam welding. Autom. Weld. – 1982 – Vol. 35- pp45-46.

[56] : Messer Ggriesheim GmbH: Process and apparatus for shielding the workpiece from

the magnetic field during electron beam processing. Eurppean Patent Application

149 004 A2 Septembre 1984.

[57] : Steigerwald Strahltechnik GmbH: Device for compensating magnetic field actinh on

charged particles beams. British Patent 1595 203- July 1977.

[58] : E. Jimenez: Magnetic shielding for electron beam welding. SME – Tech pp n°AD75 –

880 – 1975.

[59] : M. Evrard:Société TECHMETAL: Etude de la démagnétisation de pièces de série.

Réalisation industrielle.

27

PARTIE I

28

1 LE SOUDAGE

1.1 INTRODUCTION.

Le soudage a pour objet d'assurer la continuité de la matière à assembler. Dans le cas des

métaux, cette continuité physique entre les pièces à assembler est réalisée à l'échelle de

l'édifice atomique. En dehors du cas idéal où les forces inter atomiques et la diffusion assurent

lentement le soudage des pièces métalliques mises entièrement en contact, il est nécessaire de

faire intervenir une énergie d'activation pour réaliser rapidement la continuité recherchée.

Fig1: a) schéma d’un cordon de soudure [1] b) macrographie d’un cordon de soudure

La continuité physique assurée par le soudage le différencie des assemblages mécaniques tels

que par exemple le boulonnage, le rivetage, l'agrafage, ... ainsi que le collage.

La soudabilité d'un matériau est, par définition, liée à l'existence de moyens techniques

permettant l'assemblage par soudage de ce matériau. Ceci implique que donner la

caractéristique de «soudable» à un matériau reste vague puisque aucune précision n'est

donnée quant aux moyens techniques à mettre en œuvre.

1.2 LES PROCEDES DE SOUDAGE

Il existe de nombreux procédés de soudage dont les principes et la mise en œuvre sont très

différents. Pour les uns l’assemblage est obtenu par fusion locale des éléments à assembler,

pour d’autres, la continuité métallique est obtenue sans fusion par effets purement

mécaniques. Les sources d'énergies utilisées dans le domaine du soudage sont de types

chimiques, électriques, optiques ou mécaniques.

On peut aisément classer ces procédés en fonction des énergies mises en œuvre.

29

Tableau 1.1

La conséquence directe de cette classification est la comparaison des énergies des différentes

sources. Notons qu’il est préférable d’utiliser la notion d’énergie spécifique (énergie par unité

de surface) pour comparer les différents procédés entre eux .

Tableau 1.2 [2]

Il ressort alors que les procédés à l’arc électrique ont des densités d’énergie moyennes et que

leur rendement va varier suivant que l’on ait ou non transfert de métal. En effet, ce dernier

facteur va nettement conditionner le rendement d’arc mais surtout le taux de dépôt de métal

qui est un des critères de production important dans le choix du procédé pour une réalisation

donnée. Ainsi, à titre d'exemple, citons pour les procédés de soudage à l'arc électrique, le

soudage manuel à l'électrode enrobée, le soudage semi-automatique sous protection gazeuse,

le soudage à l'arc submergé, le soudage T.I.G., le soudage à l'arc de gougeons et le soudage

par décharge de condensateurs.

30

1.2.1 SOUDAGE A L’ELECTRODE ENROBEE

Les origines du soudage à l’arc remontent à la fin du 19ème

siècle. Le soudage à l’électrode

enrobée est inventé en 1907, appelé aussi SMAW, “Shielded Metal Arc Welding”, ou MMA,

“Manual Metal Arc”. Il connaît son essor industriel vers 1920 en même temps que d’autres

procédés tels que le soudage oxyacétylénique (au chalumeau) ou le soudage par résistance.

Le procédé de soudage à l’électrode enrobée utilise une source d’énergie extérieure, à savoir

l’arc électrique. Il est fourni par un générateur appelé poste à souder. Cet arc apporte l’énergie

nécessaire pour fondre le métal de base et le métal d’apport que constitue l’électrode.

Fig.1.2 : principe du soudage à l’électrode enrobée [3]

L’électrode est formée d’une âme métallique et d’un enrobage. L’âme doit avoir au moins les

mêmes caractéristiques mécaniques que le métal de base. Elle fond en gouttelettes qui sont

projetées dans le bain de fusion. Après refroidissement et solidification, l’âme constitue le

cordon de soudure.

L’enrobage participe à la formation d’un laitier et d’un gaz. Le laitier protège le bain de

fusion tandis que le gaz protège le bain et l’arc. En effet, l’arc se maintient plus facilement

dans une atmosphère de gaz ionisé que dans l’air.

Une fois la soudure solidifiée, on enlève le laitier à l’aide d’un petit marteau à piquer. La

figure 1.2 illustre le principe du soudage par électrode enrobée.

1.2.2 SOUDAGE SOUS PROTECTION GAZEUSE : MIG/MAG

Le MIG (Metal Inert Gas) est un soudage à l'arc sous protection de gaz inerte avec fil.

On parle de Gaz « neutre » pour souder les aciers fortement alliés et les métaux non ferreux.

Argon (gaz de base des mélanges) et Hélium (en mélange).

On parle de Gaz « actif » pour souder les aciers faiblement alliés : dioxyde de carbone (CO2),

Oxygène (O2) et plus rarement Hydrogène (H2).

La bobine de fil électrode est placée dans un dévidoir motorisé automatique et le fil est

déroulé du dévidoir à la sortie de la buse de la torche, dans la gaine guide-fil de la torche de

soudage jusqu'au tube contact. La torche de soudage est reliée sur la borne électrique de

sortie positive du générateur de soudage à courant continu. La masse est reliée au générateur

et est placée sur la pièce à souder.

31

Fig.1.3: Schéma d’une installation du procédé MIG/MAG [4]

La fusion du fil-électrode est réalisée par un arc électrique créé et entretenu entre le fil

d'apport (de Ø 0,6 mm à Ø 2,4 mm) à dévidage continu et la pièce à souder. La vitesse de

dévidage du fil détermine l'intensité de soudage. L'énergie calorifique de l'arc fait fondre

localement la pièce à assembler et le fil métallique pour constituer le bain de fusion et après

refroidissement le cordon de soudure. Le bain de fusion est protégé de l'atmosphère externe

par un cône invisible de gaz de protection inerte (Argon pur, Argon + Hélium, Argon + CO2

(< 3%), Argon + CO2 + H2). Un générateur électrique fournit le courant exclusivement

continu avec une intensité variant de 40 à 700 ampères en fonction de différents paramètres

comme le diamètre du fil électrode, la position de soudage, le type d'assemblage, la dimension

et la nuance des pièces à assembler. La polarité du fil électrode est toujours positive. Ce

procédé est dénommé semi-automatique.

Fig 1.4 Schéma du bain de fusion et torche du procédé MIG/MAG [3]

Le soudage MIG/MAG est utilisé lorsque l’utilisateur recherche une productivité importante.

Avec un taux de projection faible, il est possible de souder les fortes épaisseurs et de faire du

remplissage de chanfreins par passes multiples. Ce procède est utilisé en semi-automatique

ainsi qu’en automatique pour un large éventail d’industrie (chaudronnerie, constructions

navales…).

32

1.3 ÉLEMENTS SUR LES PHENOMENES PHYSIQUES DU SOUDAGE

Le soudage est considéré comme une technique spéciale et multidisciplinaire. Le résultat de

l’opération de soudage dépend étroitement d’un couplage entre les phénomènes thermiques,

métallurgiques, mécaniques et électro-magnéto-hydrodynamiques.

1.3.1 EFFET THERMIQUE

Dans le soudage des pièces métalliques, la liaison atomique réalisée au niveau du joint

nécessite l'intervention d'une source d'énergie extérieure qui crée une élévation locale de

température dans les pièces. Ces sources sont généralement le siège de phénomènes

complexes. Le résultat est la production de la chaleur et son transfert au droit de la soudure.

Fig1.5 : Différentes formes de source de chaleur [5]

Les surfaces isothermes de révolution autour de l’axe de déplacement de la source de chaleur

sont très serrées en avant de la source et plus espacées dans la région où la source a déjà passé

33

(Fig 1.6). Lorsqu’on se rapproche de la source considérée comme ponctuelle, la température

croit de façon très importante.

Fig.1.6 : Répartitions des températures et contraintes lors d'un soudage bout à bout [6]

Le cycle thermique θ (t) subi par tout point de la Zone Affectée Thermiquement (ZAT) quel

que soit le type de procédé de soudage (source fixe ou mobile), comporte typiquement (voir

figure 1.7) :

34

Fig.1.7 : Aspect de cycle thermique dans la zone affectée par la chaleur (schématique) et

définition des paramètres θM , Δt700

300 , Δt800

500 [7]

- une phase d'échauffement très rapide

- un passage par une température maximale θ M.

- une phase de refroidissement plus ou moins rapide..

Les principaux paramètres caractérisant le régime thermique de soudage peuvent s'exprimer,

pour un assemblage et un procédé de soudage donnés, en fonction de la durée de

refroidissement entre 800 °C et 500 °C : Δt800

500 .

L’ensemble des phénomènes physiques, métallurgiques ou mécaniques qui se produisent lors

de l’exécution d’un joint soudé ou d’un rechargement aussi bien dans la zone fondue que dans

l’ensemble de la structure soudée dépendent de la grandeur de l’apport calorifique « Heat

Input », H = P/V rapport entre la puissance nette de la source de chaleur et la vitesse V de

soudage.

1.3.2 EFFETS MECANIQUES DU REGIME THERMIQUE

La localisation de l'opération de soudage entraîne une répartition thermique non uniforme

dans les pièces à assembler. Cette répartition thermique non uniforme entraîne l'apparition de

contraintes internes (résiduelles) dans les pièces assemblées et des déformations de celles-ci.

Ces contraintes résiduelles et ces déformations peuvent entraîner de sérieux inconvénients lors

de la mise en service.

1.3.2.1 Les déformations en soudage.

Les déformations résultent des déformations des zones du métal de base échauffé par

l'opération de soudage. Ces déformations résultant d'une répartition thermique non uniforme

seront également variables dans les pièces assemblées comme le montre la figure 1.8.

35

Fig.1.8 : Différents modes de déformations [8]

1.2.2.2 Les contraintes résiduelles

Les contraintes résiduelles résultent de l'empêchement des déformations ou bridage des zones

du métal de base échauffé par l'opération de soudage. Suivant l'origine du bridage on

distingue les contraintes résiduelles directes et indirectes. Les parties chaudes sont bridées par

les parties restées froides des pièces à assembler.

Contraintes résiduelles longitudinales

Pendant le refroidissement, la contraction du métal de toute la bande centrale est

systématiquement bridée par les zones adjacentes restées plus froides (fig.1.9). Une certaine

largeur de métal de section s située de part et d'autre de l'axe du joint est plastifiée en

traction à la valeur de la limite d'élasticité Re du métal. Les zones adjacentes assurant

l'équilibre sont sous contraintes de compression. Celles-ci sont d'autant plus faibles

que le rapport s/(S-s) est faible (S étant la section totale).

Fig.1.9 : Répartition des contraintes longitudinales après soudage et refroidissement [8]

36

Les contraintes et les déformations longitudinales augmentent avec la limite d'élasticité

du métal d'apport.

Deux types de déformations beaucoup plus visibles peuvent l'accompagner (fig. 1.10) :

Fig.1.11 : Types de déformations résultant de contraintes longitudinales lorsqu’une pièce

soudée n’est pas bridée [8]

Contraintes résiduelles transversales

Même dans le cas de simples éléments de tôles soudées bout à bout, il intervient ce

qu'on appelle communément l'autobridage, c'est-à-dire le bridage de la soudure par les

éléments qu'elle assemble. Du fait que le soudage est exécuté de proche en proche,

l'autobridage n'est pas constant. Il est très faible au début de l'exécution d'une soudure

et devient plus sévère à la fin.

En conséquence, les déformations et les contraintes transversales ne sont pas réparties

régulièrement (fig. 1.12) et deviennent plus complexes en s’ajoutant aux contraintes induites

(fig 1.13).

Figure 1.12 : Répartition des contraintes résiduelles transversales résultant d’un

autobridage [8]

37

Figure 1.13: Répartition des déformations et des contraintes résiduelles transversales

induites [8]

1.3.3 EFFET METALLURGIQUE

1.3.3.1 Introduction à la métallurgie du soudage.

La source d'énergie nécessaire au soudage fait subir aux pièces assemblées un traitement

thermique spécifique qui modifie localement les propriétés du métal des pièces assemblées,

ou métal de base. De plus, de nombreux procédés nécessitent généralement d'apporter une

certaine quantité de métal, ou métal d'apport, de sorte que le soudage s'apparente à une sorte

d'opération de fonderie présentant un mode de solidification particulier mais également une

sorte d'élaboration métallurgique puisque la continuité du joint est assurée au refroidissement

par la solidification du métal d'apport et de la partie du métal de base qui auraient été

préalablement fondu. L'étude de ces divers phénomènes : traitement thermique du métal de

base dû au soudage, fusion du métal d'apport et d'une partie du métal de base et leur mélange

ainsi que les phénomènes de solidification au refroidissement compose la métallurgie du

soudage.

La métallurgie du soudage à un caractère différent de la métallurgie classique, qu'elle soit

d'élaboration ou de traitement thermomécanique, par les faits suivants :

- du point de vue thermique, le soudage se caractérise par des temps d'échauffement et de

refroidissement beaucoup plus court. Si en métallurgie classique l'unité de temps est l'heure,

elle est la seconde dans le cas du soudage : les phénomènes se caractérisent donc par un état

hors d'équilibre résultant des grandes vitesses de variation de température tant à

réchauffement qu'au refroidissement;

- du point de vue de l'élaboration métallurgique (fusion du métal de base et du métal d'apport)

le soudage se distingue de la métallurgie classique par le fait que le phénomène se passe de

proche en proche et est lié aux conditions de soudage (taux de dilution, protection du bain de

fusion, courant de soudage, tension d'arc, vitesse de soudage,...);

- du point de vue de l'opération de fonderie, par le fait que la solidification se fait de proche

en proche et intéresse une partie du «moule» que sont les pièces à assembler.

Cette brève introduction montre que les phénomènes métallurgiques dans le cas du soudage

sont à la fois complexes et spécifiques et que si la connaissance de la métallurgie que nous

avons qualifiée de classique est indispensable pour l'aborder, celle-ci est insuffisante pour

avoir une connaissance suffisante de la métallurgie du soudage.

38

1.3.3.2 Modifications microstructurales en zone affectée par la chaleur. Conséquences métallurgiques des cycles thermiques de soudage

Température maximale atteinte en zone affectée par la chaleur

D’après les expressions analytiques du cycle thermique de soudage θ (t) (Fig1.14) décrivant

l'évolution de la température en fonction du temps dans les cas respectifs du soudage de

produits épais ou minces, la température maximale est atteinte à un temps tM tel que :

(

)tM = 0

Figure1.14. Evolution de la température maximale en fonction de la distance à la ligne de

fusion. Comparaison des températures calculées analytiquement et relevées

expérimentalement (soudage à l'arc submergé). [9]

L'expérience montre en fait que la structure métallurgique finale en tout point de la ZAT ne

dépend pratiquement que la température maximale θM atteinte en ce point, et du critère de

refroidissement défini par exemple au moyen de Δt800

500 .

Procédé

de

soudage

résistance

(point,

molette...)

TIG,

ERW,

plasma

LASER Etincelage Electrode

enrobée

MIG,

MAG

Arc sub-

mergé

Electroslag

Electrogaz

Δt800

500 <1 s <3s <5s 1-10 s 2-15 s 4-30 s 5-50 s 100- 250

Tableau 1.3 : Valeurs typiques de vitesses de refroidissement Δt800

500 associées à différents

procédés de soudage [10].

39

Transformations en ZAC lors du chauffage

Au sens strict, le caractère rapide des cycles thermiques de soudage ne permet pas d'utiliser

les diagrammes d'équilibre pour prévoir la nature exacte des différentes phases au voisinage

de la ligne de fusion. Cependant, à l'exemple d'Easterling [7], il est commode de raisonner à

partir de ce type de diagramme pour interpréter qualitativement les modifications

microstructurales (voir figure 1.15).

Figure 1.15 : Présentation schématique des différentes parties constitutives d'un joint soudé

d’un acier de construction à 0.15% C [7].

En se rapprochant de la zone fondue, on trouvera successivement les zones suivantes.

- Le métal de base n'ayant pas subi de transformation de phase au chauffage.

- Une zone subcritique, où l'on ne constate pas encore de changement de phase. Certains

phénomènes tels que revenu, globularisation, recristallisation,vieillissement, etc., peuvent

éventuellement intervenir.

- Une zone de transformation partielle (ou intercritique).

- A partir de la température A3 et jusqu'à 1 495 °C environ, la transformation en austénite

est totale. La nouvelle structure ainsi formée remplace et « efface » toute trace de la

structure antérieure. C'est au sein de cette zone qu'intervient un grossissement du

grain, la plus susceptible de causer certains problèmes métallurgiques

- Une zone portée partiellement à l'état liquide, où coexistent une phase ferritique solide (δ)

et une phase liquide.

Enfin le métal fondu a souvent une composition différente de celle du métal de base. Les

premiers germes du métal fondu se solidifient par épitaxie (relations de cohérence

cristallographique) sur les grains de la Zone Affectée par la Chaleur ZAC.

40

Transformations en ZAC lors du refroidissement

Selon la vitesse de refroidissement, différents types de microstructures sont susceptibles de se

former.

Il existe dans le métal de base une zone qui dépasse la température de transformation ferrite –

austénite Tα. Cette zone appelée Zone Affectée Thermiquement ZAT est comprise entre la

ligne de fusion dans le métal de base et la température Tα.

En soudage, la vitesse de refroidissement de la ZAT est élevée et dépend des conditions de

soudage. Par conséquent, une approche intuitive des phénomènes métallurgiques dans la zone

thermiquement affectée [10] ne permettent pas d'appréhender correctement les phénomènes

métallurgiques qui apparaissent dans la zone thermiquement affectée. Ceci peut se faire au

moyen de diagramme au refroidissement continu élaboré en condition de soudage (diagramme

CCT-S) (Fig.1.16)

Fig1.16 (a) Exemple de diagramme TRC en conditions de soudage (θM=1300°) :

(b) Courbe (dureté-critère de refroidissement ∆t) correspondante.

Acier C=0.18% Mn= 1.4%,Si=0.4% [10].

Compte tenu de la vitesse élevée de refroidissement, la zone thermiquement affectée subira

une trempe plus ou moins sévère en fonction de la trempabilité du métal de base et de la

vitesse de refroidissement.

Les caractéristiques mécaniques de la zone thermiquement affectée par le

soudage sont liées à la sévérité de la trempe qu'elle a subie. Cette trempe se manifeste par :

- une résistance mécanique plus élevée,

- une possibilité de déformation plus limitée (perte de ductilité).

41

1.3.4 PHENOMENES ELECTROMAGNETIQUES ET MAGNETOHYDRODYNAMIQUES

Durant le procédé de soudage, la force électromagnétique (EM) de Lorentz joue un rôle

décisif dans les mécanismes responsables de la modification du mode de transfert de métal.

En particulier, puisqu’elle est proportionnelle au carré du courant d’arc, cette force devient

très importante aux forts courants, mais son signe et son amplitude sont déterminés par la

distribution de courant dans la goutte de métal liquide [11]. Si les lignes de courant sont

divergentes, la force électromagnétique détache la goutte de l’anode (figure 1.17a). Si, au

contraire, les lignes du courant convergent, la force électromagnétique empêche le

détachement de la goutte (figure 1.17b).

Fig. 1.17: Lignes de courant dans la goutte et dans le plasma adjacent, et forces

électromagnétiques résultantes: a) force EM de détachement, b) force EM d’attachement [11]

Si un passage de courant a lieu dans un corps composé de deux composants présentant une

conductibilité électrique différente, la distribution du courant à l’intérieur du corps est

déterminée par le composant dont la conductibilité est inférieure. Une situation analogue se

produit dans le cas de l’arc de soudage : la conductibilité électrique du plasma est de quelques

ordres de grandeur plus petite que la conductibilité du métal. C’est pourquoi la distribution du

courant à l’intérieur de la goutte est réglée par la distribution du courant dans le plasma et non

pas l’inverse.

42

Fig.1.18 : Les différents courants du bain de fusion [12]

Le bain de métal liquide, créé par la fusion des métaux de base et du métal d’apport, est une

zone où le mélange des métaux est réalisé. Lors de la phase de soudage, l’ensemble des

éléments constituant le joint de soudage est sous forme liquide. Des lors, des phénomènes lies

aux tensions de surface apparaissent comme le mouvement de convection du bain liquide.

Ces phénomènes ne sont pas négligeables puisqu’ils déterminent l’aspect final du joint. Une

fois le bain de métal refroidi, le joint ainsi constitué assure la continuité mécanique entre les

deux pièces à assembler.

Fig.119 : Macrographie montrant la structure de solidification de la zone fondue

comme résultat des différentes forces qui agissent sur le mouvement de métal fondu

dans le bain de fusion [1].

1.3.5 TRANSFERT DU METAL DANS L'ARC

Dans la plupart des procédés de soudage, l'arc jaillit entre une électrode fusible, qui contient

le métal d'apport, et les pièces à assembler. Le métal d'apport, fondu à l'extrémité de

l'électrode, transite dans la colonne d'arc en direction du bain de fusion situé sur les pièces. Le

transfert se présente sous forme de gouttes qui sont soumises à un ensemble de forces dues à

leur tension superficielle, à la pesanteur, au pincement électromagnétique, au jet de plasma et

43

aux éruptions gazeuses. L’importance relative de ces différentes forces conditionne le type de

transfert.

Les forces d'origine électromagnétique perpendiculaires aux lignes de courant sont

pratiquement radiales à la sortie de l'électrode. Au fur et à mesure qu'on s'en écarte, ces forces

présentent une composante axiale de plus en plus importante, donnant lieu au jet de plasma.

Les gouttes de métal liquide, qui se forment à l'extrémité de l'électrode, modifient localement

les lignes de courant qui prennent l'allure représentée sur les schémas de la figure 1.20.

Les forces radiales, agissant à l'extrémité supérieure des gouttes, diminuent localement leurs

sections. Ce phénomène, qui porte le nom d'effet de pincement, a pour résultat d'augmenter

localement la densité électrique et par conséquent d'accroître le pincement

Fig1.20 Jet de plasma et effet de pincement électromagnétiques. [13]

1.3.5.1 Transfert par court-circuit

Pour de faibles énergies d’arc (soit une intensité variant de 50 à 200 A et une tension de 15

à 20 V) le dépôt de métal se fait de manière discontinue en une alternance de temps d’arc et

de temps de court-circuit (figure 1.21). Au cours de cette période de court-circuit, le courant

augmente rapidement et engendre des forces électromagnétiques faisant apparaitre un

pincement entre la partie solide et la partie liquide du fil de soudage, ce qui facilite alors le

détachement de la goutte.

44

Fig. 1.21 Transfert par court-circuit. [14]

1.3.5.2 Transfert globulaire

Pour des énergies de soudage comprises entre celles donnant les transferts par court-

circuit et par pulvérisation axiale, les gouttes ont une croissance lente. L’intensité du

courant n’étant pas suffisante pour avoir un effet de pincement provoquant le

détachement, la goutte devient grosse, de taille supérieure au diamètre du fil. Le

transfert se fait par court-circuit, quand la goutte touche le bain, ou par détachement de

la goutte sous l’effet de la pesanteur.

Fig. 1.22 : Transfert globulaire [15]

1.3.5.3 Transfert par pulvérisation axiale (spray)

Vers les hautes énergies de soudage et au-delà d’une certaine densité de courant

(supérieure à 250 A/mm² selon la nature du fil et le gaz de protection), l’extrémité du

fil présente un cône allongé. Le transfert se produit sous forme de fines gouttelettes

dont le diamètre est inférieur à celui du fil et qui sont projetées à grande vitesse dans

l’axe du fil sous l’effet des forces de pincement électromagnétique (pinch effect).

45

Fig. 1.23 Transfert par pulvérisation axiale [15]

1.3.5.4 Le transfert à veine liquide rotative

Ce régime est connu depuis la fin des années 1970 et a été mis en évidence par John Church.

Pour des énergies de soudage très élevées de l’ordre de 500 A et des tensions de 45 a 50 V, le

transfert par pulvérisation axiale est soumis à des forces électromagnétiques importantes. A ce

niveau d’énergie, le métal liquide soumis à ces forces effectue un mouvement de rotation dans

l’arc (Figure1.24).

Fig. 1.24 Transfert à veine liquide rotative [15].

Les régimes de soudage définis auparavant sont représentés dans un diagramme tension d’arc

- intensité d’arc (Figure 1.25). Ce diagramme montre aussi le résultat (niveau de pénétration

du cordon, largeur du cordon, etc.) de chaque opération de soudage pour chaque régime.

46

Fig. 1.25 Schéma récapitulatif des différents transferts [16]

La vitesse du procédé et la qualité du cordon sont dépendants du régime de transfert du métal

dans l’arc. Il détermine les tailles, les vitesses et les fréquences de détachement des gouttes.

Quoique ces faits soient bien connus, l’origine de ces différences dans le comportement du

procédé en fonction du gaz utilisé, n’est toujours ni comprise, ni expliquée.

47

BIBLIOGRAPHIE - Chapitre 1

[1] : M.Hamide. « Modélisation numérique du soudage à l’arc des aciers ». Thèse de

doctorat 2008.

[2] : Rykialine. 1974.

[3] : Soudeur.com . Avril 2012.

[4] : Cours Procédés de soudage. IBS. 2008.

[5] : Goldak J, Chakravarti A, and Bibby M. A new finite element model for welding

heat sources. Metal l Trans , 15B :299305, 1984.

[6] : Karlsson R I and Lindgren L E. Combined heat and stress-strain calculations.

Ed Rappaz M., Ozgu M.R and Mahin K.W.. Modeling of Casting, Welding and

Advenced Solidification Processes V , V :187202, 1991.

[7] : Devillers L., Kaplan D. « Aspects métallurgiques de l’assemblage des tôles de faible

épaisseur par LASER. Rapport de recherche final CECA n°7210 KA/314, Rapport

IRSID RCA 89333, octobre 1989.

[8] : Mécanosoudage – Fabrication. CETIM 1993.

[9] : Devillers L., Kaplan D., Jansen J.P., « Simulation thermique des zones affectées

par la chaleur en soudage multipasse des aciers de construction ». Soudage et techniques

connexes, mars-avril 1987.

[10] : Régis Blondeau, « Métallurgie et Mécanique de soudage » - Lavoisier 2001.

[11] : Jean-Pierre Planckaert, « Modélisation du soudage MIG/MAG en mode short- arc.

Thèse de doctorat, 2008.

[12] : Perry N. Etude et développement des flux solides en vue d'application en soudage

ATIG appliqué au titane et ses al liages ainsi qu'aux aciers inoxydable. Thèse de

doctorat, Ecole Centrale de Nantes, (France), 2000.

[13] : W. Chapeau, Cours de soudage, Ulg, 1979.

[14] : www.lincolnelectric.fr

[15] : J.Chapuis, T.Opderbeckeet J.M.Fortain: Compréhension et évaluation d'un poste de

soudage mig-mag " pinch effect ". Mémoire de D.E.A., Polytechnique Montpellier –

Air Liquide Welding (CTAS), 2007.

[16] : Les procédés de soudage à l'arc : les soudages TIG, MIG et MAG , chapitre 4. Le

soudage MIG et MAG, pages 45 - 83. Air Liquide Welding, 2004.

48

2 L'ARC ÉLECTRIQUE

2.1 INTRODUCTION.

Selon R. Papoular [15] « Un arc est une décharge caractérisée par les trois

caractéristiques suivantes :

la densité de courant est très élevée,

la plus grande partie du courant de décharge au voisinage de la cathode est transportée

par les électrons issus de celle-ci,

la différence de potentiel entre les électrodes est plus faible que pour les autres types

de décharge ».

Les gaz sont généralement de bons isolants, mais il est possible sous certaines

conditions, de les faire traverser par un courant de particules chargées. On dit alors que le gaz

est le siège d’une décharge.

2.2 LA DECHARGE ELECTRIQUE.

Si on considère le montage expérimental de la figure 1.1., on applique une tension

entre les électrodes. Aucun courant ne passe.

Figure 2.1. : Montage expérimental.

49

Si on provoque une émission thermo-électronique ou photo électrique à la cathode, les

électrons sont émis et forment une charge d’espace près de la cathode. Si on augmente la

tension V, on collecte de plus en plus d’électrons (partie A de la figure 2.2.) jusqu’au moment

où, pour une émission donnée, on les collecte tous. Il y a alors saturation (partie B de la figure

2.2.). Le caractère essentiel de cette décharge est qu’elle n’est pas entretenue et que le courant

cesse dès que l’on arrête la production d’électrons par un processus extérieur.

Figure 2.2. : Caractéristique schématique des décharges. [13].

Si on continue de faire croître la tension, un phénomène nouveau apparaît. Les

électrons accélérés dans le champ électrique interélectrode acquièrent une énergie suffisante

pour ioniser les atomes du gaz. Ils créent ainsi de nouveaux électrons qui sont, à leur tour

accélérés et peuvent ioniser d’autres atomes (ou molécules). C’est une avalanche qui entraîne

une augmentation extrêmement rapide du courant (partie C de la figure 2.2.).

2.2.1 DECHARGE DE TOWNSEND.

Cette décharge est caractérisée par une résistance interne dynamique dIdV nulle (partie

D de la figure 2.2.).

Quelle que soit la force électromotrice de la source, la différence de potentiel aux

sources de la décharge est fixe et constante. C’est la tension d’amorçage statique.

2.2.2 DECHARGE LUMINESCENTE.

Lorsqu’on fait croître le courant de la décharge de Townsend, la tension commence

par décroître. Cette partie de la caractéristique constitue une zone de transition entre la

50

décharge de Townsend et la décharge luminescente. Elle est appelée décharge luminescente

subnormale caractérisée par une résistance interne dynamique dIdV négative (partie D.E).

La décharge luminescente est dite normale lorsque dIdV = 0 (partie E.F) anormale pour

dIdV > 0 (partie F-G de la figure 1.2.).

Sous cette dernière forme, la décharge recouvre la totalité de la surface de la cathode.

En effet, la surface émissive S de la cathode étant constante, le courant ne pourra dépasser une

certaine valeur I = J.S obtenue lorsque la décharge recouvre la totalité de la cathode, que si la

densité de courant J augmente. La densité de charge augmente alors au voisinage de la

cathode. Le champ électrique est plus élevé, c’est-à-dire que la tension V plus grande et la

largeur de la zone, correspondant à la chute cathodique est plus faible. Ainsi l’augmentation

du courant de décharge s’accompagne d’une augmentation de la densité de courant J et d’une

diminution de la largeur de la zone cathodique. Les ions perdent moins d’énergie par

collisions et fournissent davantage d’énergie à la cathode dont la température s’élève. Lorsque

l’émission thermo-électronique de la cathode devient notable, la pente de la courbe de la

caractéristique V = f(I) de la figure 2.2 redevient négative (partie G-H). On est en régime

d’arc.

2.2.3 DECHARGE D’ARC. FORMATION DE SITE EMISSIF (SPOT).

La différence essentielle entre la décharge d’arc et la décharge luminescente se situe

au niveau de l’émission cathodique. L’apparition de l’arc est conditionnée par celle des

phénomènes thermiques. Lorsque l’émission de courant devient très intense, la température

s’élève localement, et, contrairement au cas de la décharge luminescente où la totalité de la

cathode est émissive, l’émission s’effectue ici à partir d’une région très localisée et souvent

très mobile appelée site émissif. L’ensemble de ces sites constitue la tache cathodique.

2.3 DIFFERENCES DE POTENTIEL ET COURANTS D’ARC.

Dans la colonne de l’arc, le potentiel croît de façon monotone entre la zone cathodique

et la zone anodique. Les particules chargées y sont donc soumises à un champ électrique

longitudinal sensiblement constant (zone 3 de la figure 2.3.).

La cathode et l’anode sont reliées à la colonne par ces zones cathodiques et anodiques

dans lesquelles la chute de tension est plus rapide que dans la colonne (zones 2 et 4 de la

figure 2.3.).

A la cathode, qui draine les ions positifs extraits de la colonne, se trouve une zone de

charge d’espace positive créée par l’accumulation de ces ions. De la même manière, il existe

une zone de charge d’espace électronique à l’anode.

51

Figure 2.3. : Distribution des potentiels et des courants entre les électrodes [14].

A anode C cathode

1 Zone de charge d’espace

ionique

2 Zone cathodique

3 Colonne positive

4 Zone anodique

5 Zone de charges d’espace

électronique

52

Cette représentation n’est pas rigoureusement exacte. En effet, si l’anode n’a qu’un

rôle de récepteur pour les électrons, il n’en est pas de même pour la cathode qui est émissive.

Sur la figure 1.3, sont représentées les différentes chutes de potentiel considérées dans la

littérature. 0V et 0U sont les chutes de potentiel comptées à partir des zones de contraction.

sV et sU , chutes de potentiel dans les zones de charge d’espace, sont souvent décrites

comme chutes cathodiques et anodiques respectivement. L’ordre de grandeur de l’épaisseur

de ces zones est pris comme étant égal au libre parcours moyen des ions pour la chute

cathodique et au libre parcours moyen des électrons pour la chute anodique; c’est-à-dire de

l’ordre de 610 m à une température de 6000°K qui est la température raisonnable du plasma

d’arc entre électrodes en fer. La zone anodique ne comporte que peu d’ions. Elle ne comprend

que les électrons extraits de la colonne et accélérés dans le champ électrique.

C’est la zone cathode qui est plus complexe. La cathode peut être considérée comme

une sonde émissive portée à un potentiel négatif par rapport au plasma. On peut donc

représenter la zone cathodique de manière commode comme un espace limité par deux plans

parallèles, l’un émettant des électrons représentant la cathode, l’autre émettant des ions et

représentant la colonne. Les particules sont émises avec une vitesse initiale nulle. La densité J

de courant total est :

ie JJJ = constante

Avec

eJ = ee Ven = constante : c’est la densité de courant électrique

iJ = ii Ven = constante : c’est la densité de courant ionique

eV et iV étant respectivement les vitesses des électrons et des ions

en et in sont les densités numériques des électrons et des ions

e c’est la charge d’un électron.

Si la surface de la cathode étant prise comme origine des distances (x = 0) et des

potentiels ( 0V 0x ), V le potentiel à la distance x, les variations du potentiel dans cette zone

limitée par les deux plans en fonction des densités de charge sont données par la formule de

Poisson :

)nn(edx

dei

02

2

e = charge d’un électron

0 = permittivité du vide.

Les chutes de tension dans ces zones dépendent essentiellement de la nature des

électrodes. Sur la figure 1.3 sont représentés les courants entre les électrodes. Dans la

pratique, on raisonne sur la densité J du courant. Dans la zone cathodique, la densité totale de

courant est la somme de la contribution des ions d’une part et des électrons d’autre part. Le

rapport q = i

e

JJ

dépend de la nature. Dans la colonne, le rapport des densités de courant est

égal au rapport des mobilités des porteurs de charge.

53

i

e

i

e

µ

µ

JJ

Dans la zone anodique, le courant ionique est pratiquement nul et le courant

électronique est toujours égal au courant total.

2.4 PHENOMENES AUX ELECTRODES.

2.4.1 LA CATHODE.

2.4.1.1 La tache cathodique.

L’observation, au moyen d’une caméra rapide, de la surface de la cathode fait

apparaître l’existence de points brillants, de faibles dimensions, se déplaçant à grande vitesse,

pouvant se diviser et disparaissant brutalement pour réapparaître ailleurs. Ces points forment

la tache cathodique. Ils constituent les sites émissifs pour les électrons. Leur nombre varie

avec le courant et la nature du matériau. Les densités de courant estimées pouvant dépasser 810 A/ 2cm [1].

L’examen des traces laissées par le passage d’une tache cathodique sur un métal

conduit à l’hypothèse d’une structure complexe, avec une évolution de celle-ci difficilement

prévisible selon les matériaux. Des travaux significatifs effectués par Guile A.E [2], qui a

analysé au microscope à balayage les traces laissées par des arcs de quelques ampères durant

plusieurs nanosecondes, et par M.G. Drouet et all [3] qui complète cette méthode par une

mesure fine de la distribution du courant cathodique. Ces deux auteurs mettent ainsi en

évidence, pour un courant de 700A, sur du cuivre dans l’air à la pression atmosphérique, des

microsites transportant des courants de 0,6 A ayant une durée de vie de l’ordre de 610 s et un

diamètre de 0,1 610 m.

Les particules éjectées par les différents sites émissifs (essentiellement des électrons et

de la vapeur métallique) vont se mélanger pour donner une zone complexe [4] qui va précéder

l’expansion du plasma avant la jonction avec la colonne de l’arc. Cette zone est difficile à

décrire, elle débute avec les premières collisions entre les espèces présentes et elle se termine

là où l’ionisation est très importante avec un maximum pour la densité électronique. La

vapeur métallique dans la colonne de l’arc est émise par tous les points émissifs (les spots)

cathodiques qui se déplacent à la surface de la cathode. La densité de courant émis a été

trouvée, suivant les conditions de fonctionnement, et la nature du matériau, dans une gamme

comprise entre 410 et 810 .A 2cm . Le diamètre des sports, dans la majorité des cas est

compris entre 1 et 100µm. La durée de vie des sites émissifs est étroitement dépendante de la

nature des matériaux de la cathode. Elles peuvent varier entre 1µs pour l’argent à plusieurs

centaines de µs pour le cuivre.

2.4.1.2 Emission électronique.

L’existence d’un arc électrique ne peut s’envisager sans la présence de la tache

cathodique qui constitue le point initial de la décharge en assurant le passage du courant

électrique entre l’électrode métallique et le plasma de la colonne. Le courant ainsi produit

résulte de deux flux antagonistes, celui dû au déplacement des électrons émis, et celui dû aux

54

ions positifs issus du plasma voisin. En effet, les électrons sont supposés libres au sein du

métal à l’intérieur duquel ils sont maintenus par des forces dont l’action peut être symbolisée

par une barrière de potentiel énergétique.

Lorsqu’un électron, à l’intérieur du métal atteint la surface, il devra avoir une énergie

suffisamment élevée pour quitter celui-ci, la valeur de cette énergie dépend des conditions

physiques imposées à la surface en ce point. Si la surface métallique est soumise à une

température importante ou à la présence d’un champ électrique local très élevé, ou à la

combinaison de ces deux effets, la barrière de potentiel énergétique voit sa hauteur s’abaisser

et les électrons auront une plus grande probabilité de sortir du métal, soit grâce à leur énergie

supérieure à celle du sommet de la barrière de potentiel, soit par effet tunnel. Dans le cas de la

tache cathodique, la transition métal-plasma n’est pas aussi nette, mais se fait par

l’intermédiaire d’une vapeur métallique ayant une densité très élevée sous l’effet de hautes

pressions et de la température. Il existe différentes théories donnant la valeur de la densité de

courant émis cJ à partir d’hypothèses faites sur la forme et la hauteur de la barrière de

potentiel énergétique en fonction de la température de surface cT et du champ électrique cE .

I.BEILIS et al. [5] a montré la relation qui existe entre les valeurs prises par la fraction

électronique s, rapport du courant électronique émis au courant d’arc total, et le type

d’émission qui peut exister. Ainsi les conclusions apportées par cet auteur pour une cathode

en cuivre montrent que l’émission est du type thermo-électronique pour s < 0,5 ; puis pour les

valeurs allant de 0,5 à 1 l’émission passerait d’un mode où se conjuguent l’effet de champ et

la présence d’une température élevée : c’est l’émission thermo-électronique avec effet de

champ, à un mode où seul subsiste l’effet de champ : émission à prédominance de l’effet de

champ.

2.4.2 MOUVEMENT DE LA TACHE CATHODIQUE.

En l’absence de champ magnétique appliqué, des observations expérimentales [6]

montrent que les sites émissifs (ou spots) d’une tache cathodique, pour un arc électrique

produit dans le vide, exécutent un mouvement aléatoire permanent. Des mesures effectuées

dans ce cas montrent un écart avec un comportement dû uniquement aux lois de hasard; ceci

s’explique par la présence de champs magnétiques produits par le courant de l’arc.

Si une induction magnétique extérieure B

est imposée parallèlement à la surface de la

cathode; il apparaît une force qui d’après la loi de Laplace est proportionnelle en module et de

même sens que le vecteur BxJ

, figure (1.4.); J

représente la densité totale du courant de l’arc

au niveau de la tache cathodique.

Des observations expérimentales rendent compte de deux mouvements possibles : l’un

dans le sens du vecteur BxJ

, c’est le mouvement direct et compatible aux lois de

l’électromagnétisme, l’autre dans le sens opposé, c’est le mouvement rétrograde [7].

55

Figure 2.4. : Disposition des vecteurs J

, B

et F

[13]

2.4.3 VAPEUR ET JETS DE PLASMA.

Sous certaines conditions, particulièrement à une intensité de courant relativement

haute et une tache cathodique relativement stationnaire, il est possible de détecter (par une

caméra rapide) un jet de particules à partir de la tache cathodique (et de la tache anodique),

qui est à peu près perpendiculaire à la surface (de la cathode ou de l’anode). Ces jets

contiennent une appréciable quantité de vapeur de matériau de la cathode. Ces jets peuvent

avoir lieu avec des électrodes en différents matériaux, au-dessus et au-dessous de la pression

atmosphérique. En général, il y a quatre sources possibles de jets cathodiques et anodiques.

1. l’importante ébullition du matériau des électrodes, qui se produit avec des matériaux

comme le cuivre, le zinc, l’argent. Ce jet peut contenir de larges débris non fondus

éjectés de l’électrode par l’explosion des gaz dans l’électrode.

2. Vaporisation d’une couche sur la surface du métal, l’oxyde et d’autres impuretés à la

tache cathodique et anodique due aux interactions des particules chargées avec la

surface.

3. production des gaz par réactions chimiques, particulièrement l’oxydation du carbone

dans l’air produit du CO et CO2.

4. l’écoulement électromagnétiquement induit des gaz dans la colonne de l’arc à partir de

la constriction au niveau de l’électrode.

Les trois premières sources ont comme origine la surface des électrodes : ce sont donc

des jets cathodiques et anodiques, par contre la quatrième source a comme origine la

constriction du plasma à la jonction de la zone cathodique, (par effet du champ magnétique

créé par le courant dans l’électrode solide, et dans l’arc lui-même), de ce fait c’est un jet de

plasma. L’observation des photos prises d’un arc TIG (Tungsten Inert Gas) au laboratoire de

soudure de l’Université de Liège, montrent l’existence de deux zones aux extrémités des

électrodes, plus lumineux que les autres parties de l’arc. Les jets cathodiques et anodiques

donnent une certaine rigidité à ces parties de l’arc au voisinage des électrodes, puisqu’ils ont

tendance (les jets) à être perpendiculaires aux surfaces des électrodes pour une certaine

distance de celles-ci. Le jet cathodique peut rencontrer le jet anodique, cette collision des

56

deux jets peut influencer le fonctionnement de l’arc [8]. Dans quelques cas, l’ionisation, dans

la région de la chute cathodique, peut être due au matériau de l’anode éjecté par le jet

anodique [9]. Des mesures des vitesses de ces jets ont été faites. Les vitesses du jet cathodique

très proches de la surface de la cathode en cuivre dans le vide sont autour de 104m/s [10], et

pour une pression proche de la pression atmosphérique, la vitesse près de la surface de la

cathode est de 103/m.s

-1 [11], et de 10

2 m.s

-1 lorsqu’il y a une quantité de vapeur métallique de

l’électrode [12]. Dans ces dernières conditions, il a été trouvé qu’au-dessus d’une intensité de

courant de 500 A une importante évaporation domine, mais au-dessous de 400 A, le jet est

essentiellement d’origine électromagnétique.

2.4.4 L’ANODE.

Dans une certaine mesure la région anodique de l’arc est similaire à la région

cathodique, elle se compose d’une région de contraction entre la colonne et chaque électrode

et dans les deux cas, on trouve une chute de tension qui s’étend sur une petite distance à partir

de la surface de l’électrode due à la charge d’espace. Malgré que l’anode a un rôle vital pour

préserver la continuité du courant, en recevant le débit d’électrons, elle a moins d’influence

sur l’arc que la cathode. En général, l’anode n’émet pas d’ions positives (excepté le cas d’une

anode en acier présentant une couche d’impuretés à la surface), donc, le courant à l’anode est

du entièrement aux électrons, alors qu’à la surface de la cathode le courant est acheminé par

les électrons (courant électronique) et par les ions positives (courant ionique). Comme la

cathode, l’anode présente une chute de tension dans une région extrêmement petite au

voisinage de sa surface due à la charge d’espace. Dans le cas de l’anode, la charge d’espace

est due à une haute concentration d’électrons, alors que la charge d’espace cathodique est due

aux ions positifs. En général, la chute de tension anodique est relativement faible, elle se situe

dans une gamme de 1 à 10 volts. Les ions positifs devraient être formés au voisinage de la

surface de l’anode, et la chute de tension anodique dépendra de la quantité d’énergie

nécessaire aux électrons pour ioniser les atomes de vapeur anodique. Ainsi, les ions positifs

créés seront accélérés, dans le champ électrique, vers la cathode, et leur concentration

augmente dans le sens de la cathode, jusqu’à ce que, au bout de la région anodique, la

concentration d’électrons et d’ions devient pratiquement la même, et les conditions rejoignent

celles de la colonne.

2.4.4.1 La tache anodique.

D’une manière globale, dans le fonctionnement de l’arc électrique, l’anode joue le plus

souvent le rôle d’un collecteur d’électrons. Lorsque la pression ambiante présente de valeurs

au moins égales à une fraction de la pression atmosphérique, la tache anodique est toujours

existante et elle se manifeste alors par un échauffement localisé intense, qui va toujours

s’accompagner d’une fusion et d’une vaporisation du matériau sur lequel elle s’établit. Ce

processus s’accomplit dans le cas de la soudure. Des observations faites [6] montrent que la

tâche est le plus souvent unique, circulaire et d’une dimension comparable à celle de la

section de la colonne de plasma.

2.4.4.2 Chute de tension anodique et densité de courant.

La chute de tension anodique est difficile à mesurer ou à estimer d’une façon précise,

mais elle varie de 1 ou 2 volts pour des hauts courants à 12 V pour des bas courants. Des

estimations ont été faites en mesurant le potentiel du plasma au voisinage de l’anode, en

57

déduction de la mesure d’énergie dissipée à l’anode, ont donné des valeurs entre 2 et 10 volts.

La chute de tension anodique ne varie pas avec le courant de l’arc quand celui-ci est au-

dessous d’une certaine valeur critique. Au-delà de cette valeur critique, et quand il y a de la

vaporisation, l’augmentation du courant diminue la chute de tension anodique. Comme le cas

de la cathode, il est très difficile d’obtenir des bonnes estimations de la densité du courant

anodique. Elle varie entre 106 A.m

-2 dans certains cas jusqu’à au-dessus de 10

8 A.m

2. Des

traces laissées par un arc se déplaçant à grande vitesse sous l’effet d’un champ magnétique

transversal, suggèrent que la densité du courant anodique peut atteindre 109 A.m

2. Cette

dernière valeur est en accord avec les résultats d’examen des petites traces circulaires laissées

au centre de l’anode par un arc qui a duré seulement quelques microsecondes.

2.4.4.3 Jets de plasma et de vapeur.

En général, le jet de plasma anodique est similaire en comportement à celui de la

cathode, et il a les mêmes causes. Le matériau de l’anode peut être vaporisé, et éjecté dans le

jet à partir de la surface de l’anode. Lorsque le jet est produit seulement par les forces

électromagnétiques, e comme les spots anodiques sont généralement moins contractés que

ceux de la cathode, le gradient de pression au voisinage de l’anode est plus bas. Cependant,

les vitesses mesurées dans le jet anodique son parfois supérieures à celles mesurées dans le jet

cathodique. Dans des cas, comme celui d’un courant assez bas, la contribution due à

l’évaporation de l’électrode est très importante.

2.4.4.4 Mouvement de la tache anodique.

D’après des observations faites [6] et les différentes sources consultées, le mouvement

de la tache anodique est fortement corrélé à celui de la tache cathodique; le coefficient de

corrélations diminue avec l’augmentation de la longueur de l’arc. Il se trouve peu d’études

systématiques concernant ce domaine, en général c’est le déplacement de la tache cathodique

ou l’ensemble de l’arc qui est étudié.

2.5 LA COLONNE DE L’ARC.

2.5.1 GENERALITES.

La colonne de l’arc est la partie qui relie la région de la chute cathodique à la région de

la chute anodique. Elle est formée d’un gaz et/ou vapeur porté à haute température lui

permettant de conduire un courant élevé bien qu’elle ne soit totalement ionisée, ce milieu

constitue la colonne appelée « plasma ».Une caractéristique importante de la colonne de l’arc

est sa neutralité électrique. Le plasma composé d’électrons, d’ions et de particules neutres

(comme les atomes et les molécules dans un état d’excitation ou non). Dans le cas d’un gaz

moléculaire, il y a formation d’ions moléculaires positifs. Si le gaz est électronégatif,

l’attachement d’un électron sur un atome ou une molécule conduit à la formation d’ions

négatifs.

Au voisinage des électrodes, les vapeurs métalliques qui en sont issues par évaporation

et pulvérisation, se mélangent au gaz et modifient profondément les propriétés locales de la

décharge.

2.5.2 MECANISME DU TRANSFERT D’ENERGIE AUX PARTICULES.

L’énergie est transférée à la colonne par l’intermédiaire du champ électrique appliqué.

Compte-tenu de leur masse et de leur faible mobilité, les ions sont peu influencés par la

58

présente du champ en général. En effet, dans les arcs, la pression est assez élevée pour que le

libre parcours moyen des particules soit très faible devant les dimensions de la colonne. Ainsi

entre deux chocs, les ions ne gagnent pas d’énergie par le champ électrique. Ce sont donc les

électrons (qui sont accélérés dans le champ électrique) qui transfèrent leur énergie cinétique

aux particules lourdes dans les collisions élastiques. Ils subissent une dérive dont la vitesse est

très faible devant la vitesse d’agitation thermique, on peut donc faire les remarques suivantes :

- En toute rigueur, les particules lourdes n’auront jamais la même température que

les électrons. Elles pourront s’en approcher sans jamais l’atteindre.

- Pour que l’on puisse considérer que les « températures » des particules lourdes

soient voisines de celles des électrons, il faut que la fréquence des collisions

élastiques électrons-particules lourdes soit la plus élevée possible, ce qui implique

une densité électronique élevée.

Au-dessus d’une valeur de la densité électronique voisine de 4.1016

cm-3

, la méthode

expérimentale ne permet plus de déceler la différence entre la température des électrons Te et

celle des particules lourdes Tg. La figure 1.5 représente, pour un plasma d’arc dans l’argon la

différence de température entre Te et Tg.

Figure 2.5. : Variation de Te et Tg en fonction de la densité électronique

dans un plasma d’arc dans l’argon [2].

59

BIBLIOGRAPHIE - Chapitre 2

[1] G.R. MITCHELL, Proc. I.E.E., 117, 2315 (1970).

[2] A.E. Guile, Proc. I.E.E., 124 273 (1977).

[3] M.G. DROUET and S; GRUBER, IEE Trans. PAS-95 n°1.

[4] G. ECKER, Z. Naturforsch. 28a, 417 (1973).

[5] I.I. BEILIS, Soviet, phys. Dockl. (U.S.A.), vol 15, n°3, 254 (1970).

[6] L’arc électrique et ses applications Tome I – Centre National de la recherche

scientifique. Paris 1984.

[7] D.L. MURPHREE and R.P. CARTER, AIAAJ7 1430 (1969).

[8] I.M. KOVALEV and A.I. AKULOV, Svarka Proiz n°10, pp.6-9 (1965).

[9] Hamilton, D. Jand Guile, A.E. (1968) “Ionization in the cathode fall région of

mouving arcs” J. Phys. D. Vol.1.P.335.

[10] Reece, M.P. (1963) “the vacum switch Pt.I-Properties of the vacum arc”, Proc.

I.EE.vol.110,p.793.

[11] Robertson, R.M. (1938). “the force on the cathode of copper arc”, phys. Rev., vol. 53,

p.578.

[12] Wienecke, R. (1955). “Uber des Geschwindigskeit der Hochstromkchlebogensäule“

Z.phys., vol.143, p.128.

[13] J.F. Lancaster “The Electric Arc in Welding” The Physics of Welding.

International Institute of Welding . Pergamon press 1984.

[14] S.Vacquie. “ L’arc électrique”. CNRS Edition, 2000.

[15] R. Papoular, Monographie Dunod, Paris (1963).

60

3 L'ARC ELECTRIQUE DE SOUDAGE

3.1 INTRODUCTION.

Le caractère général de l'arc comme décharge électrique a été décrit dans le chapitre

précédent, toutefois, l'arc électrique utilisé en soudage présente certaines caractéristiques

particulières dictées par la nature de l'application.

Dans le processus de soudage, l'arc s'établit entre une électrode généralement un fil ou une

baguette, et une pièce ou tôle qui constitue la deuxième électrode. Le courant de l'arc se

propage à partir d'une constriction au bout de l'électrode, et génère un jet de plasma vers la

pièce à souder.

En soudage avec l'électrode enrobée, un tel jet doit être augmenté ou dominé par l'écoulement

du gaz provenant de la décomposition de l'enrobage.

Ce jet est technologiquement très important car il est responsable de la "rigidité" et de la

directionnalité de l'arc, une propriété essentielle pour la réussite de l'opération de soudage.

L'arc électrique est à l'origine d'une grande variété de procédés de soudage. Dans cette étude,

c'est le procédé T.I.G. qui est choisi à cause de l'absence du phénomène de transfert de métal

dans l'arc, ce qui permet d'étudier le comportement de l'arc tout seul sous l'effet de

perturbation magnétique d'une part, et à cause de la sensibilité de ce procédé aux

perturbations magnétiques du fait de la tension relativement faible de l'arc.

Une description générale du procédé T.I.G. donc, est nécessaire.

3.2 PROCEDE DE SOUDAGE T.I.G.

3.2.1 DESCRIPTION GENERALE

Ce procédé de soudage sous flux gazeux avec électrode réfractaire, habituellement

désigné par T.I.G. (Tungsten Inert Gas), est aussi connu sous les initiales de W.I.G. (Wolfram

Inert Gas) ou de GATW (Gas Tungsten Arc Welding).

C'est un procédé dans lequel la fusion du métal à souder est obtenue par un arc électrique

jaillissant entre une électrode fabriquée à l'aide d'un métal à très haut point de fusion

(généralement du tungstène) et la pièce à souder. Pour éviter l'oxydation de l'électrode, portée

à haute température, et celle du métal fondu, on les protège par un gaz ou un mélange de gaz

non oxydants amené par une buse placée autour de l'électrode. Figure 3.1.

Figure 3.1 Principe du procédé TIG. [27]

61

3.2.2 PRINCIPE DE L'OPERATION.

La zone de la pièce où devra être effectuée la soudure doit être nettoyée avant le début

de l'opération afin d'éliminer tout contaminant (huile, graisse, eau, rouille, peinture...), ce

nettoyage est effectué par des moyens mécaniques ou chimiques.

L'amorçage de l'arc est effectué :

soit en mettant brièvement l'électrode réfractaire en contact avec la pièce et en la retirant

promptement ;

soit à l'aide de dispositifs électriques auxiliaires (étincelle haute fréquence, arc pilote ...).

Lorsque l'arc est amorcé, attendre le court instant nécessaire pour que le bain de métal

fondu soit former et initier le mouvement d'avance.

En soudage mécanisé, la torche de soudage est donc l'électrode est généralement verticale,

tandis qu'en soudage manuel, on lui donne une inclinaison d'environ 15° afin que l'opérateur

ait une bonne visibilité du joint et du bain de soudage.

Si l'épaisseur de la pièce ou le type de joint nécessitent l'emploi d'un métal d'apport, celui-ci

sera amené par l'opérateur en soudage manuel (le métal se présente comme une baguette), soit

par un dispositif mécanisé en soudage machine (le fil d'apport est alors logé sur une bobine).

L'arrêt de l'opération de soudage se fait par coupure du courant, en prenant soin de laisser le

bain de métal sous la protection du flux gazeux jusqu'à ce que sa température soit assez basse

pour qu'il n'y ait plus de risque d'oxydation.

3.2.3 EQUIPEMENTS DE MISE EN OEUVRE.

a) Générateurs de courant.

Il existe une grande variété de générateurs de courant pour le soudage TIG allant de

générateurs fort simples à des appareils d'une grande complexité permettant de programmer

tous les paramètres de soudage.

Schématiquement, on peut distinguer :

Les générateurs de courant continu

Ce sont des générateurs dont les caractéristiques statiques sont plongeantes ou

tombantes (voir figure 3.2) permettant d'avoir une bonne stabilité de l'arc tout en limitant le

courant de court-circuit.

Figure 3.2 : Courbe-type d'un redresseur de soudage à caractéristiques tombantes.

62

Les générateurs à courant pulsé

Chaque générateur est en fait composé de deux sources de courant. Une première qui

donne le courant continu du fond, et une seconde qui fournit des pulsations dont on peut faire

varier l'importance et parfois la fréquence. Le courant alimentant l'arc électrique qui est la

superposition de ces deux courants a donc une allure "pulsée". Ce type de générateur est

utilisé pour des besoins particuliers.

Les générateurs de courant alternatif

Le type le plus fréquent est constitué par un transformateur dont la conception permet

d'obtenir les caractéristiques statiques plongeantes nécessaires en soudage. (voir figure 3.3).

Un tel transformateur devra également avoir une tension à vide suffisante pour permettre le

réamorçage de l'arc après extinction de celui-ci à chaque alternance.

Le progrès de l'électronique ont permis de créer des générateurs de courant alternatif dont la

forme d'ondes de tension n'est plus sinusoïdale (ondes rectangulaires par exemple).

Fig. 3.3 - Courbe type d'un transformateur de soudage à caractéristiques tombantes.

b) Electrodes.

L'électrode de la torche peut être :

en tungstène à 99,5 %

en tungstène contenant 1 à 2 % de thorium

en tungstène contenant 0,15 à 0,4 % de zirconium.

L'électrode en tungstène est la plus utilisée et la moins coûteuse. L'électrode en

tungstène thorié a l'avantage de permettre un amorçage plus aisé de l'arc et d'accepter des

densités de courant plus importantes, ce qui contribue à la stabilité de l'arc.

L'électrode en tungstène zirconié dont les caractéristiques électriques se situent entre celles de

l'électrode en tungstène pur et celle du tungstène thorié semble dans certains cas être moins

sensible à la condensation des vapeurs métalliques issues du bain de soudage, qui se déposant

sur l'électrode, en réduisent la tenue en service.

L'intensité maximale que peut admettre une électrode dépend de sa composition de la nature

du courant et de sa polarité.

63

c) Torche de soudage et buse.

La torche de soudage peut être conçue soit pour le soudage manuel, soit pour le

soudage automatique. Dans les deux cas, son rôle principal est de servir de porte-électrode et

de support à une buse concentrique à l'électrode permettant de canaliser le gaz de protection.

Etant chauffé par le rayonnement de l'arc et du métal fondu, la torche est, à partir d'un

certain seuil d'intensité, refroidie par une circulation d'eau.

Lorsqu'on emploie du courant continu, le câble électrique d'amenée de courant à la torche est

relié au pôle "moins" du générateur.

d) Gaz de protection

Pour éviter l'oxydation de l'électrode en tungstène, le gaz de protection est dans la

plupart des cas de l'argon. On utilise également principalement en soudage automatique des

mélanges argon-hélium et argon-hydrogène, qui bien que plus coûteux, permettent d'accroître

notablement la vitesse de soudage. Les mélanges argon-hélium peuvent être utilisés sur tous

les métaux, tandis que le mélange argon- hydrogène n'est utilisé en pratique que sur les aciers

inoxydables austénitiques.

L'azote, bien que non oxydant, ne convient pas car, à la température de l'arc, il se dissocie et

devient actif.

Le débit de gaz de protection étant assez faible de 5 à 15 l/min), il faut prendre la précaution

de souder en atmosphère calme pour éviter de perturber l'écoulement du gaz de protection par

les courants d'air, le vent ....

3.3 CARACTERISTIQUES ELECTRIQUES DE L'ARC DE SOUDAGE.

La relation tension-intensité de l'arc en soudage TIG, avec électrode négative a été

étudiée par un bon nombre de chercheurs, et les résultats sont résumés par JACKSON [4].

A bas courant, la tension chute rapidement avec l'augmentation de celui-ci, elle atteint un

minimum à un courant entre 100 et 300 A.

Cette tension minimale et la forme générale de la caractéristique tension-courant

(caractéristique V-I), dépendent des dimensions et des matériaux des électrodes, de la

température, de la nature du gaz de protection et de la longueur de l'arc.

Généralement, il est admis que l'énergie de l'arc est égale à la perte de chaleur par la cathode,

l'anode et la colonne, et qu'à un certain degré, la caractéristique de l'arc est une fonction de ces

pertes. La figure 3.4 montre les caractéristiques V-I pour deux électrodes de 3 mm de

diamètre en tungstène pur et thorié et pour une électrode de 1,5 mm de diamètre en tungstène

pur. L'électrode de 1,5 mm de diamètre en tungstène pur et l'électrode de 3 mm de diamètre

en tungstène thorié transmettent moins de chaleur à leur environnement que l'électrode de 3

mm de diamètre en tungstène pur et la tension de l'arc correspondante est plus basse.

64

Fig. 3.4. Caractéristiques tension-courant d'un arc TIG dans l'argon avec trois électrodes

différentes [1]

Le processus électrique qui se déroule dans l'arc, détermine son caractère de base. A la

cathode, les électrons sont évaporés, et la chaleur d'évaporation est fournie par l'énergie

développée dans la zone de la chute cathodique [27]. Dans la colonne, l'énergie est absorbée

en maintenant le gaz à une température pour laquelle il est conducteur d'électricité. Au niveau

de l'anode, les électrons condensent et libèrent l'énergie.

Si on tient compte des chutes de tension dans les câbles et dans les électrodes, la

caractéristique V-I d'un arc TIG dans l'argon décroît rapidement jusqu'à 50 A, puis elle reste

sur ce niveau où elle remonte doucement (figure 3.5 [2]).

Fig. 3.5 : Caractéristiques V-I d'un arc/tungstène/cuivre dans l'argon pour différentes

longueurs d'arc [2]

65

L'équation de cette caractéristique avec une longueur d'arc constante est :

V A BIC

I [2]

Les valeurs des constantes A, B, C déterminées par Goldman [2].

Une autre caractéristique importante de l'arc est la courbe tension-longueur de l'arc :

caractéristique V-L.

La figure 3.6 montre cette caractéristique V-L pour différentes électrodes et différentes

conditions.

Fig. 3.6. Caractéristiques tensions-longueur d'arcs TIG dans l'argon

a) Electrode en tungstène thorié de 1,6 mm, I = 40 A [1]

(1) Anode fusible

(2) Cathode fusible

(3) Anode et cathode non fusibles

b) Electrode en tungstène pur de 3 mm [5]

(4) 100 A

(5) 50 A

(6) 30 A

Comme il est montré sur la figure 3.4, la tension de l'arc est plus basse avec des

électrodes en tungstène thorié. Cinq des six courbes de la figure 3.6 montrent une

augmentation de la tension de l'arc pour des longueurs d'arc inférieures à 1 mm. Dans le cas

des électrodes en tungstène pur à 50 A et 30 A, ce fait est associé à la croissance de l'énergie

fournie à l'anode (Lancaster [1]). La mesure de l'intensité du champ électrique montre qu'il

66

est maximum au voisinage de la cathode en tungstène, et qu'il chute à un minimum au

voisinage de l'anode pour remonter de nouveau légèrement très proche de l'anode (figure 3.7).

Olsen [3] distingue entre une opération "Normal Mode" (N.M) dans lequel l'extrémité

de la cathode en tungstène est arrondie et la racine de l'arc couvre la totalité de la surface de la

cathode, et une opération "Cathode Spot Mode" (C.S.M.) dans lequel le bout de l'électrode en

tungstène est affûté sous une forme conique et la tache cathodique se forme sur le sommet du

cône.

La figure 3.7 montre l'effet de la variation du courant et du mode d'opération sur la

distribution du champ électrique.

Fig. 3.7. Effet de la variation du courant et du mode d'opération sur la distribution du champ

électrique [3]

Un résumé de l'étude des propriétés électrique de l'arc TIG obtenu par Olsen [3]. On

peut dégager les remarques suivantes :

la tension totale de l'arc est plus élevée en C.S.M. qu'en N.M, et que cette augmentation est

due à l'augmentation des chutes cathodiques et anodiques ;

la densité axiale de courant dans la colonne de l'arc au voisinage de la cathode est plus

élevée en C.S.M.

la conductivité électrique au voisinage de la cathode, dans une certaine plage, est

indépendante du courant et de la longueur de l'arc, et elle est plus élevée que les valeurs

calculées par l'expression de Spitzer et Härm pour des températures entre 18000 et 22000

K [3].

67

La nature du gaz de protection a un effet important sur les caractéristiques V-I et V-L

de l'arc. La figure 3.8 montre l'effet de différents gaz de protection sur ces caractéristiques de

l'arc. La discontinuité de la caractéristique V-I pour l'hélium correspond à l'apparition des

lignes d'hélium dans le spectre émis par la colonne d'arc [4].

Fig. 3.8. Caractéristiques V-I et V-L de l'arc TIG avec différents gaz de protection [4]

68

3.4 RELATION ENTRE LA SOURCE D'ENERGIE ET LA CARACTERISTIQUE DE L'ARC.

En soudage, la source d'énergie, qui est la machine à souder, possède sa propre

caractéristique tension-courant (paragraphe précédent), qui est en principe la relation entre la

tension de sortie et le courant de sortie de la machine déterminée par les arrangements

électriques internes de la machine.

La tension et le courant de soudage sont déterminés par l'intersection de la caractéristique de

la machine avec celle de l'arc.

La caractéristique de l'arc est la relation tension-courant qui englobe le système complet :

chutes de tensions dans les câbles, l'électrode, le stick out (pour soudage MIG-MAG) et l'arc.

L'effet de faire varier les sorties de la source d'énergie est de modifier la caractéristique de la

machine pour qu'elle coupe la caractéristique de l'arc en différents points (figure 3.9).

Traditionnellement, les machines de soudage ont une caractéristique tombante : la tension

chute en augmentant le courant. Cela est un avantage du fait que, la variation de la longueur

de l'arc, due à un soufflage de l'arc et qui provoque une fluctuation de la tension de l'arc, a un

faible effet sur le taux d'énergie fourni. La figure 3.10 illustre ce type de fluctuation.

Si on considère une partie de la caractéristique de la machine comme une ligne droite, on

aura :

V = Vo + mI

Vo : la tension à I = 0 (tension à vide).

m : la pente de la caractéristique.

donc :dI

dV m

1

Fig. 3.9 . Effet de la caractéristique de la machine sur le

courant de soudage. [27]

La caractéristique (1) donne un courant I1 .

La caractéristique (2) donne un courant I2.

Fig. 3.10 L'effet de variation

de la longueur de l'arc sur

le courant de soudage. [27]

69

La variation de la puissance de l'arc avec la tension est :

d

dVVI I V

dI

dV( )

= Im

V1

Pour une variation nulle de la puissance fournie, on a :

m = V

I

quand le point de fonctionnement est le point (1) (I1 , V1), la pente optimale est

m = V

I

1

1

L'équation de départ devient :

V VV

IIo 1

1

La figure 3.9 donne les pentes optimales aux points de fonctionnement (1) et (2) pour

minimiser la variation de la puissance de l'arc et par suite la variation de l'énergie thermique

fournie avec la longueur de l'arc.

3.5 PHENOMENE CATHODIQUE.

3.5.1 CATHODE THERMO-IONIQUE.

En soudage, les deux matériaux d'électrodes qui forment une cathode thermo-ionique

sont le carbone et le tungstène.

Le tungstène pur et le tungstène thorié sont utilisés en soudage TIG, ce dernier a le

désavantage qu'en cathode-Spot-Mode (C.S.M.), le bout de l'électrode fond et prend une

forme sphérique, ce qui permet à la tache cathodique et donc la colonne de l'arc de dévier.

* L'électrode en tungstène pur opère au-dessous de son point de fusion, ceci est associé à

la basse énergie d'extraction du matériau thorié qui permet d'avoir la même densité de courant

de l'émission électronique à une température plus basse. Un tel comportement suggère que la

densité de courant cathodique en C.S.M. est déterminée par la conductivité et le champ

électrique dans le gaz au voisinage de la cathode. Par contre, en Normal Mode (N.M.), la

tache cathodique couvre la totalité de la surface de la cathode, et la densité de courant est

déterminée par la dimension de l'électrode. Des mesures des densités de courant faite par Won

et Beal [6] avec des électrodes de 12,5 mm de diamètre et une gamme de courant de 150-830

A, des conditions non identiques à celles du soudage, néanmoins, on peut tirer les conclusions

suivantes :

sous les mêmes conditions, la densité de courant des spots cathodiques est légèrement plus

forte avec des électrodes en tungstène thorié qu'en tungstène pur ;

la densité de courant augmente avec la pression ;

70

la densité de courant diminue en augmentant le courant ;

la plage de variation de la densité de courant sous différentes conditions reste limitée.

La chute de tension cathodique a été considérée comme étant égale ou légèrement

supérieure au potentiel de la première ionisation du gaz [7]. Cependant, la tension totale d'un

arc TIG sous protection de l'argon est inférieure à 8 - 10 V, largement inférieure au potentiel

de la première ionisation de l'argon qui est de l'ordre de 15,7 V. La possibilité que la vapeur

de tungstène fournisse des ions est considérée, mais la présence d'une petite quantité de

vapeur métallique à la température du gaz au voisinage de la cathode, ne devrait pas affecter

la conductivité.

Une hypothèse, généralement mieux acceptée, consiste à ce que la chute de tension

cathodique Vc est gouvernée par des considérations énergétiques. Si la perte thermique des

électrodes est qe et le travail d'extraction du matériau de l'électrode est , avec une

température T du gaz, on aura :

I V q IKT

ec e ( )

3

2

3

2

KT

e représente l'énergie thermique des électrons.

La chute de tension Vc peut se mettre sous la forme suivante :

VKT

e

q

Ic

e

3

2

D'après les travaux de Kerr et al (1979) [8], on sait que la valeur de qe change

faiblement avec le courant.

Quantitativement, pour du tungstène thorié est de l'ordre de 3,5 V, 3

2

KT

e est de 0,5

à 1 V et q

I

e à 100 A est de 0,8 V, ceci amène à une chute de tension cathodique de 4,8 à 5,3

V, comparée avec la tension totale de 7,5 V d'un arc de longueur nulle ; cela correspond à une

chute anodique de 2,2 à 2,7 V.

Lorsqu'on utilise une électrode de faible diamètre et un haut courant, on aura un effet Joule

qui se manifeste dans l'électrode, et l'équation précédente devient :

VKT

e

q

IRIc

e ( )3

2

R est la résistance électrique de l'électrode. Ceci réduit davantage la chute de tension

cathodique [5].

Les détails dimensionnels comme le diamètre de l'électrode, l'angle du cône de la pointe de

l'électrode qui affectent la perte thermique à partir de la tache cathodique, devraient affecter

aussi la chute cathodique et par suite la tension totale de l'arc. Ceci est particulièrement le cas

à faible courant (Lancaster 1954) [1]. Dans le cas d'un courant élevé , d'autres effets (effet

Joule dans l'électrode, chute de tension dans l'électrode) peuvent intervenir et perturbent les

résultats des mesures.

71

La forme du bout de l'électrode affecte "la force de l'arc" en soudage TIG, c'est une force

produite par l'impact du jet de plasma sur le bain de fusion. Ce phénomène a un effet positif

en soudage du fait que cette force aide à supporter le bain de fusion pendant le soudage en

position, et empêche l'affaissement. Elle affecte aussi la profondeur de la pénétration et la

forme de l'interface liquide-solide dans le bain de fusion.

D'après les études de Yamauchi et Taka (1979) [9], une électrode pointue produit une force

d'arc plus intense qu'une électrode à bout arrondi ou creux.

3.5.2 CATHODE NON THERMO-IONIQUE.

En soudage, une cathode non thermo-inoique est obtenue sur les matériaux non

réfractaires et sur les matériaux réfractaires à faible courant et /ou pression.

Les travaux de Guile [10] sont à l'origine d'un progrès significatif pour la compréhension du

mécanisme des cathodes non thermo-ioniques.

En soudage, souvent la surface métallique est couverte d'une couche d'oxyde, les ions

positifs s'y condensent et produisent un intense champ électrique.

Lorsque la couche d'oxyde forme un film mince et le champ électrique dépasse 109 V/m, les

électrons créent un tunnel dans le film et génèrent des sites émissifs. Dans le cas d'un film

épais, il devient localement conducteur, ce qui permet la circulation d'une forte intensité de

courant dans des canaux à travers l'oxyde. Ces sites émissifs prennent naissance dans des

régions de l nm de diamètre, et ils ont une durée de vie de l ns à 1 s. L'effet général est de

démanteler l'oxyde de la surface du métal et de produire un petit jet mais intense de vapeurs

métalliques et de débris.

Les sites se forment dans les endroits où il y a des ions positifs, ainsi sur la surface d'une tôle,

les sites se déplacent sur la totalité de la surface de la tôle en contact avec la colonne de l'arc.

En soudage TIG et MIG, la formation des racines cathodiques mobile sur l'électrode est

indésirable. En soudage TIG l'arc se balade d'une façon incontrôlable. Dans le cas du

soudage MIG la force de réaction du jet de vapeur métallique repousse la goutte au bout de

l'électrode pour se détacher d'une façon erratique, ce ci peut être remédier en revêtant

l'électrode par un matériau émissif ou en augmentant la pression.

Les mêmes règles sont appliquées quand la pièce est négative.

En soudant les acier par le procédé MIG avec de l'argon comme gaz de protection, l'arc peut

avoir un comportement erratique dû à la mobilité excessive de la racine de l'arc sur la surface

de la tôle. On peut stabiliser l'arc en ajoutant à l'argon de l'oxygène ou du CO2 ou en

augmentant la pression. Ces méthodes à stabiliser l'arc sont cohérentes avec le mécanisme de

la cathode non thermo-ionique :

appliquer une couche émissive à l'électrode empêche le vagabondage de l'arc par

l'importante épaisseur de cette couche ;

ajouter l'oxygène à l'argon augmente l'épaisseur du film d'oxyde sur la surface du métal à

souder ce qui empêche d'avoir un champ électrique intense nécessaire pour la formation

des sites ;

augmenter la pression, revient à réduire la région de conduction en contact avec la colonne

de l'arc et par suite de limiter la région où les ions sont disponibles.

La balance thermique au niveau de la cathode non thermo-ionique n'est pas encore bien

explorée. La chute cathodique est de 10 à 20 V (Guile 1970) [11] et l'énergie VcI est absorbée

en chaleur dans la pièce à souder, en énergie chimique et électrique pour disperser les films

d'oxydes, en énergie cinétique dans le jet de vapeur émis par chaque spot cathodique.

72

Dans un arc thermo-ionique, la tache cathodique doit être maintenue à une haute température

pour avoir une émission thermo-ionique des électrons. Cependant, pour un arc non thermo-

ionique, une haute température de la tache cathodique n'est pas indispensable.

Il est difficile de déterminer la nature de la balance thermique d'un arc non thermo-ionique,

mais il est évident que la cathode non thermo-ionique présente une distribution de la source

thermique plutôt semblable à celle présentée par l'anode d'un arc thermo-ionique.

3.6 PHENOMENE ANODIQUE

3.6.1 CARACTERISTIQUES DE L'ANODE.

Dans le cas d'un arc TIG typique : électrode négative, la pièce est positive, les

phénomènes les plus intéressants sont les distributions de l'intensité thermique et de la densité

de courant, la balance thermique et la chute anodique. Ces phénomènes dépendent du mode

de l'anode. En effet, à bas courant, il se trouve que la tache anodique se fixe à un point

spécifique de la pièce. En déplaçant l'électrode, la tache anodique "saute" d'un point à l'autre.

Ce mode est désigné par "anode spot mode" (ASM) à l'opposé de "normal anode mode"(

NAM) dont la tache anodique ne se fixe pas.

A fort courant, plus la pression augmente, plus "l'anode spot mode" A.SM. devient stable,

comme le montre la figure 3.11 d'après [12]. Le courant de transition entre ces deux modes

lui aussi croît avec la longueur de l'arc ; Guilde [13] trouve qu'avec une anode cylindrique

rotative, le courant de transition passe de 100 A pour une longueur d'arc de 3 mm à 300 A

pour une longueur d'arc de 12 mm.

En pratique, le ASM n'est pas utilisé en soudage, on utilise donc le NAM, qui a la colonne de

l'arc, en forme de cloche, stable et symétrique et il n'est pas affecté d'une façon significative

par le mouvement de l'anode.

Fig. 3.11. Points de transition des modes sur les caractéristiques V-I d'un arc TIG

(tungstène/cuivre) d = 4 mm diamètre de l'électrode.

Longueur d'arc : L = 10 mm, gaz de protection : argon pour différentes

pressions [12].

Nestor [14] a bien étudié les distributions de l'intensité thermique et de la densité de

courant pour une cathode en tungstène et une anode en cuivre refroidi à l'eau. La figure 3.12

montre la manière dont la C.S.M ou NM affecte la distribution de ces deux quantités à

l'anode, tout en les comparant avec la distribution de la température mesurée par Olsen [15].

73

On remarque une corrélation entre la température et la distribution de la densité de

courant anodique. La cathode spot mode C.S.M. produit un arc avec un gradient de

température radiale relativement important et une température axiale plus élevée qui génère

une conductivité électrique plus élevée, et, pour un même champ électrique, une densité de

courant plus élevée le long de l'axe.

Le profil d'un arc photographié coïncide approximativement avec l'isotherme 10.000 K

déterminé par Nestor, mais l'étendue de la région qui conduit du courant est au delà de la

frontière apparente de l'arc au voisinage de l'anode. Plus de 35 % de l'énergie anodique et 10

% du courant sont transférés à l'anode à des rayons plus grands que le rayon maximum du

plasma sur la photo.

Fig. 3.12 : Distribution des isothermes, de l'intensité thermique et de la

densité de courant à l'anode d'un arc TIG dans l'argon à la pression

atmosphérique en modes CSM et NM [15].

V, I, L sont : tension, courant, longueur de l'arc.

PA : puissance à l'anode.

Les figures 3.13 et 3.14 montrent respectivement l'effet de la longueur d'arc et du

courant de l'arc sur la distribution de l'intensité thermique et de la densité de courant au niveau

de l'anode. Olsen [15] trouve qu'avec un courant plus intense, la température de l'arc au

voisinage de l'anode monte, et en même temps l'intensité du champ électrique diminue, ce qui

explique la légère croissance de la densité de courant entre 200 et 300 A sur la figure 3.14.

74

Fig. 3.13. L'effet de la longueur d'arc (L) sur l'intensité thermique et la distribution de

courant au niveau de l'anode d'un arc de 200 A fonctionnant dans l'argon à

la pression atmosphérique. Mode : CSM [14].

Fig. 3.14. L'effet du courant de l'arc (I) sur l'intensité thermique et la distribution de

courant au niveau de l'anode d'un arc de L = 6,3 mm fonctionnant dans

l'argon à la pression atmosphérique.

Mode C.S.M. [14].

75

3.6.2 LA BALANCE D'ENERGIE A L'ANODE.

Pour une tôle-anode, l'apport calorifique est celui dû à la condensation des électrons, à

l'énergie gagnée en passant par la zone de la chute anodique et à l'énergie de convection et de

radiation de l'arc. Ces contributions sont égales à l'énergie perdue de la région anodique par

conduction et radiation.

Généralement, la chute de tension anodique obtenue sous les conditions de soudage est

relativement basse (entre 1 et 5 V), et elle varie avec les conditions de l'anode, en particulier

sa température. Une première incertitude dans le calcul de la chute de tension anodique se

trouve dans la valeur de l'énergie d'extraction, par le fait que dans les conditions de soudage,

la surface est contaminée à des degrés différents, et ceci affecte (généralement réduit)

l'énergie d'extraction. Une deuxième incertitude est due à la valeur qu'on peut attribuer à la

quantité d'énergie transférée du plasma de l'arc à la pièce à souder et à la proportion de

l'énergie anodique perdue par radiation. Le fait que le rendement du processus TIG diminue

en augmentant le courant implique que la valeur donnée à l'énergie anodique perdue par

radiation augmente avec la puissance de l'arc ou que la proportion de l'énergie transférée du

plasma d'arc diminue. Des mesures de la tension de l'arc TIG en soudage avec plasma et sous

protection de l'argon pour différentes conditions de l'anode, sont réalisées [5].

Dans une première expérience, les conditions ne devraient pas affecter la cathode et la

colonne de l'arc par un changement au niveau de l'anode. Donc, une variation de la tension

totale de l'arc reflète un changement dans la chute de tension anodique.

En variant la conductivité thermique du matériau de l'anode, une augmentation de la tension

totale de l'arc, et donc de la chute de tension anodique, avec la conductivité thermique de

l'anode, a été remarquée.

Une variation de la température d'une anode en cuivre s'est accompagnée d'une variation de la

tension de l'arc.

3.6.3 PROFONDEUR DE LA ZONE DE LA CHUTE ANODIQUE.

La profondeur de la zone de la chute de tension anodique peut être déterminée par la

formule de langmuir-Child pour la charge d'espace. Pour les électrons, cette formule prend

l'expression :

152810 3

3 4

1 2, .

/

/

V

J

a

: profondeur de la zone de chute anodique

va = tension anodique

J = densité de courant

Les valeurs de la densité des courants obtenus par Nestor [14] sont entre 2,50.106 et

2,5.107 A/m². En mettant Va = 2 V, on aura des valeurs de entre

5,13.10-7

m et 1,6 10-6

m. Nestor [14] trouvait des valeurs entre 1,8.10-7

et 6,7 10-7

m.

Le libre parcours moyen des électrons à 6000 K (la température moyenne du plasma

d'un arc) est de 10-6

m. Donc la profondeur de la zone de la chute anodique est de même

ordre que le libre parcours moyen de l'électron.

76

Il est implicite qu'il y ait une discontinuité de la température à la surface du métal entre

le gaz à 6000 K et le métal à 2000 K environ. Une telle discontinuité est en effet nécessaire

pour maintenir la continuité du courant.

3.7 LA COLONNE DE L'ARC DE SOUDAGE

3.7.1 LE FLUX D'ENERGIE DANS LA COLONNE DE L'ARC.

La colonne ou la portion gazeuse de l'arc possède deux caractéristiques : une haute

température rendant le gaz suffisamment ionisé pour qu'il soit conducteur ; et une vitesse

d'écoulement élevée, qui, dans les conditions de soudage, est dirigée de l'électrode vers la

pièce à souder. La température est maintenue par la chaleur ohmique qui balance les perte par

conduction, convection et radiation.

La dissipation d'énergie dans un arc TIG fonctionnant dans l'argon est dominée par la

convection, mais la conduction et la radiation résultent d'une perte d'énergie significative [16].

La figure 3.15 montre une comparaison entre des valeurs mesurées de l'intensité de l'énergie

de radiation d'un arc TIG fonctionnant dans l'argon [17] avec l'intensité d'énergie E² produite

par différents champs électriques [18].

Fig. 3.15. Le terme E² de la source d'énergie en fonction de la température pour différentes

valeurs du champ électrique E [18].

Le champ électrique d'un arc TIG varie avec le courant et la forme de l'électrode, mais

en cathode Spot Mode C.S.M. à 400 A avec une anode en cuivre, l'intensité du champ

électrique E de 2,2 103 V/m au voisinage de la cathode chute à 2.10

2 V/m au voisinage de

l'anode. La figure 3.15 montre que pour les arcs à haute température tel que l'arc TIG dans

l'argon avec une anode en cuivre, la grande partie d'énergie est perdue par radiation, alors que

pour des arcs à basse température tel qu'un arc entre électrodes en fer, la radiation n'est pas

importante.

Des mesures de la radiation totale émise par la colonne ont été réalisées [16] sur un arc TIG

opérant sur une anode mobile en acier.

Le courant varie de 50 à 125 A, les longueurs de l'arc de 1 à 8 mm. et la pression de 1.105

N/m ² à 4,2 106 N/m².

77

On a trouvé que la radiation de l'arc est directement proportionnelle à la longueur de l'arc et à

l'intensité de courant pour des courants de 75 A et plus. A 50 A, la proportion de la perte

d'énergie par radiation de la colonne de l'arc est de 16,6 % et à des courants plus hauts, elle a

été de 22,1 %. L'intensité du champ électrique et donc l'énergie totale perdue par Ampère,

augmente avec la pression [16].

3.7.2 LA TEMPERATURE DE LA COLONNE DE L'ARC

La plupart des mesures de la température de la colonne d'arc ont été réalisées

spectroscopiquement, et la majorité sur des arcs TIG fonctionnant dans l'argon avec une

anode en cuivre.

Les figures 3.16 et 3.17 [3] montrent les isothermes de ces arcs.

Fig. 3.16. Isothermes des arcs fonctionnant dans l'argon [4].

En cathode Spot Mode C.S.M., la température au voisinage de la cathode est de

2.104 K, elle ne varie que très peu avec le courant jusqu'à une intensité de 400 A. Ceci est en

accord avec les résultats présentés sur le tableaux 3.2 où on voit que la conductivité électrique

au voisinage de la cathode reste constante pour des courants jusqu'à 400 A. En effet, et

suivant la figure 1.6 la conductivité électrique de l'argon atteint un plateau à 2.104 K environ,

ce qui est probablement une température optimale pour une cathode thermo-ionique.

78

Fig. 3.17. Effet de la variation de la longueur de l'arc sur les isothermes d'un

arc Normal Mode NM dans l'argon à la pression atmosphérique [4].

D'autres mesures ont donné aussi une température d'environ 1,8.104 K au voisinage de

la cathode. Mais au voisinage d'une anode fusible en acier, l'argon, à un certain degré, est

déplacé par la vapeur de fer et la température chute à 6000 K. Une température de 12000 K a

été relevée a voisinage de la surface d'une anode en cuivre refroidie à l'eau.

Le gradient de température au voisinage de l'anode est élevé (de l'ordre de 106 K/m) et

il est probable qu'une importante quantité de chaleur passe à l'anode par conduction.

Pour simuler les conditions réelles de soudure, deux tests séparés ont été réalisés [19] et [20]

où on a remplacé l'anode de cuivre par une anode fusible en acier.

En utilisant deux techniques expérimentales différentes, les deux investigateurs ont trouvé une

température de 11000 K au voisinage de la cathode d'un arc de 100 A.

La figure 3.18 montre les isothermes trouvés par [20] pour un arc tungstène-argon de 100 A.

D'autres investigateurs trouvent une température de 14.000 K au voisinage de la cathode pour

un arc de 100 A dans l'argon.

79

Fig. 3.18 . Profil de la température d'un arc tungstène/argon de 100 A [20].

3.7.3 L'ECOULEMENT DE MATIERE DANS LA COLONNE DE L'ARC

L'écoulement de matière dans la colonne de l'arc peut être d'origine mécanique, le

résultat de réactions chimiques ou électromagnétiquement induit. L'origine qui nous intéresse

en premier lieu est celui du jet électromagnétiquement induit observé dans les arcs avec

électrode en carbone et en tungstène en soudage sous protection gazeuse inerte.

Plusieurs chercheurs ont procédé à la mesure de la distribution de la vitesse du jet de plasma

par différentes techniques :

en injectant des impulsions électriques dans le circuit de l'arc [21]

avec des courtes interruptions du courant [22]

en mesurant la pression stagnante sur une tôle [9]

en mesurant l'accélération des gouttes en soudage MIG [23] et [24]

par un diagnostic au laser.

Les résultats de ces investigations sont présentés sur la figure 3.19 ; Ils représentent les

vitesses axiales du plasma en fonction du courant de l'arc.

L'étude détaillée de la vitesse d'écoulement de matière dans la colonne de l'arc, sera

traitée dans le chapitre suivant.

80

Fig. 3.19. Vitesses axiales du plasma à 7 mm de l'extrémité de l'électrode

en fonction du courant de l'arc [27].

On pense aussi, que les jets de vapeurs et de gaz, qui peuvent transporter une grande quantité

de vapeur du matériau des électrodes dans l’arc de soudage sont formés par le gradient

négatif de pression en s’éloignant des électrodes, causé par la variation de la densité de

courant et les changements consécutifs dans la pression du pincement électromagnétique [26].

81

BIBLIOGRAPHIE - Chapitre 3

[1] Lancaster, J.F. (1954) "Energy distribution in argon shielded welding arcs"

Brit weld J. vol. 1 pp. 412-426.

[2] Goldman, K. (1966) "Electric arcs in argon", in physics of the welding arc,

Institute of welding, London.

[3] Olsen, H.N. (1957) "Temperature measurements in high current arc plasma",

Amer-phys. Soc. Bulletin, p. 81, January 29 th

(1958)

[4] Jackson, C.E. (1960) "the science of arc welding", wel J. vol. 39

pp. 129s-140s, 177s -190s, 225s-230s.

[5] Ando, K; and Nishikawa, J. (1968) "Studies on anode and cathode energy

of TIG arc", IIW Document 212-158-68.

[6] Wood, F. Wand Beal, R.A. (1965) "Studies of high current metallic arcs"

Bureau of Mines Bulletin 625, US. Department of Interior.

[7] Spraragen, Wand Lengyel, B.A. (1943) "physics of the arc" Weld. J.,

vol. 22, pp.2s-42s.

[8] Kerr, H.W., Ghent, H.W. Roberts, D.W and Hermance, B-E (1979)

"Arc efficiencies in TIG Welds", in Arc physics and weld pool Behaviour,

the welding Institute, Cambridge.

[9] Yamanchi, N and Taka, T. (1979). "TIG arc Welding with hollow tungsten

electrodes", IIW Document 212-452-79.

[10] Guile, A.E (1979) "Precess at arc cathode roots", in arc physics and weld pool

behaviour, the welding Institue, Cambridge.

[11] Guile, A.E. (1970) "Studies in short electric arcs", welding in the world,

vol. 8 n°1 - pp. 36-53.

[12] Mastsunawa, A. and Nishiguchi, K. (1979 a) "Arc characteristics in high pressure

argon atmospheres" in arc physics and weld pool behaviour, the

welding Institute, Cambridge.

[13] Guile (1975) "Arc current distribution in continuous high speed anode tracks", J.

Phys. D Appl. phys. vol 8, pp 964-970.

[14] Nestor, O.H. (1962). Heat intensity and current density distributins ant the anode

of high current, inert gaz arcs".

J. Appl. phys. vol. 33, No 5, pp. 1638-1648.

[15] Olsen, H.N. (1959). Bull Amer. phys. Soc. vol. 4, p. 111

[16] Allum, C.J. (1983). "Power dissipation in the column of a TIG welding arc",

I.I.W. Document N° 212-553-83.

82

[17] Evans, D.Z. an Tankin, R.S. (1967). "Measurement of emission and absorption

radiation by an argon plasma". Physics. Fluids vol. 10 pp. 1137-1144.

[18] Glickstien, S.S. (1979). "Arc modelling for welding analysis", in Arc physics and

weld pool behaviour, the welding Institute, Cambridge.

[19] Glickstein, S.S. (1976) . "Temperature measurements in a free burning arc";

IIW Document 212-354-76.

[20] Gick, A.E.F., Quigley, M.B.C. and Richards, P.H. (1973)

"the use of electrostatic probes to measure the temperature profiles of welding

arcs", IIW Document 212-259-73.

[21] Rohkiff,E. (1949). "Strongeschuindigkeit der anodenflamme des Rohlebogens",

Z für physik , vol. 126, pp. 175-184.

[22] Wienecke, R. (1955) "Uber das geschuindigkeitsgeld der hochstromholebogensäule".

Z. für physik vol 143, pp. 128-140.

[23] Pintard, J. (1966 "Formation et croissance des gouttes.

Forces auxquelles sont soumises avant et pendant le transfert".

IIW Document 212-89-66.

[24] Smars, E.A. and A cinger , K. (1968). "Materialtransport and temperature

distribution in arc between melting aluminium electrodes"

IIW document 212-162-68.

[25] Serager, G. and Tiller, W. (1979) "Laser diagnostics on the TIG arc" in Arc

physics and weld pool behaviour, the welding institute, Cambridge.

[26] Maecker H. , “plasmastrumungen in lichtbogen in folge eigenmagnetischer

compression” , zeitschrift für physik, vol. 141: p. 198.

[27] J.F. Lancaster “The Electric Arc in Welding” The Physics of Welding – International

Institute of Welding . Pergramon press 1984.

83

4 LES PHENOMENES ELECTROMAGNETIQUES ET MAGNETOHYDRODYNAMIQUES EN SOUDAGE

4.1 INTRODUCTION.

Les phénomènes électromagnétiques et magnétohydrodynamiques jouent un rôle

capital dans l’opération de soudage à l’arc.

En effet, pendant le soudage, l’arc est le siège de différentes forces d’origine

électrique, magnétique et mécanique. Ces forces assurent la survie de l’arc en assurant la

continuité de son courant, l’écoulement de matière dans l’arc et sa directionnalité c’est-à-dire

la stabilité de l’arc, condition nécessaire pour avoir un cordon de soudure sein et satisfaisant.

Dans les bonnes conditions de soudage, l’ensemble de ces forces est en équilibre. Le

soufflage magnétique de l’arc de soudage n’est que le résultat d’une force supplémentaire

d’origine magnétique qui va rompre cet équilibre : l’arc est instable.

Ce chapitre a pour but de traiter ces phénomènes et de mettre en évidence ces

différentes forces.

4.2 PHENOMENES ELECTROMAGNETIQUES.

4.2.1 LES NOTIONS FONDAMENTALES DE L’ELECTROMAGNETISME.

Les notions fondamentales de l’électromagnétisme sont les concepts de charge

électrique, de courant électrique, de champ électrique et d’induction magnétique.

Dans un gaz ionisé, comme celui de la colonne de l’arc électrique de soudage, le

courant électrique est véhiculé en partie par un flux d’électrons qui se déplacent dans un sens,

et en partie par un flux d’ions positifs qui se déplacent dans l’autre sens. Cependant, la masse

de l’ion positif le plus léger est environ 1000 fois celui d’un électron, et la mobilité des

particules chargées est inversement proportionnelle à leur masse, ce qui fait que le courant

électrique dans un gaz ionisé est pratiquement véhiculé par les électrons.

Si µe est la mobilité de l’électron, ne le nombre d’électrons «libres» par unité de

volume, S la section d’un conducteur et e la charge d’un électron, l’intensité du courant

électrique est :

I = ne e µe S

En introduisant la notion de charges réparties (en volume, en surface, sur des lignes)

pour lesquelles on définit des densités de charges (de volume, de surface, de ligne). La théorie

des distributions peut ramener ces différentes notions à la notion de densité volumique e. Un

fluide électrique dont la densité en un point et un temps t est e (P,t) et sa vitesse est V (P,t),

lui correspond la densité de courant : VJ e

.

Or, le courant électrique est un déplacement de masse, et aussi de charge, il est donc soumis

aux lois de conservation de masse et de charge.

84

Les champs électriques, magnétiques et les charges sont régis par les équations de

Maxwell, qui sont dans le vide :

eEdiv

Bdiv

t

EJHrot

t

BErot

0

0

0

E : champ électrique

H : champ magnétique

B: induction magnétique

0 : permittivité diélectrique du vide : 0 = 8,854.10-12

F/m

µ0 : perméabilité magnétique du vide : µ0 = 4..10-7

H/m

J

: densité de courant

4.2.2 FORCE MAGNETIQUE.

Une force magnétique existe entre deux conducteurs parcourus par des courants I1 et I2

provoquant l’attraction ou la répulsion de ces conducteurs suivant les sens des courants. Cette

force magnétique est :

r

IIF r

m2

210

µr : perméabilité relative du matériau

r : distance entre les deux conducteurs.

Dans le domaine du soudage, et en considérant l’arc comme conducteur flexible de

courant, cette force se manifeste en soudant à l’arc submergé à multiélectrodes, et provoque le

soufflage magnétique des arcs.

D’une manière plus générale, une charge q1 en mouvement par rapport à un référentiel

fixe, exerce une force sur une autre charge q en mouvement par rapport au même référentiel.

Cette force dépend de la charge q, de sa vitesse V et de l’induction magnétique créée par q1.

L’induction magnétique B est une quantité vectorielle, la force magnétique

correspondante est : F qVxBm

La notation x désigne le produit vectoriel.

En plus de cette force magnétiqueFm , la charge q en mouvement est soumise à une

force Fe par le biais du champ électrostatiqueE . La somme vectorielle de ces deux forces est :

85

F qE qVxB

Cette force est connue sous le nom de force de Lorentz.

Dans un conducteur de densité de charge e coulomb/m3, la densité de courant est

J Ve

La force de Lorentz par unité de volume devient :

F E JxBe [4.1]

La direction de la force J x

B , est à un angle droit au plan contenant les vecteurs

J et B , le sens est donné par la règle des trois doigts de la main droite.

En physique de soudage, la composante électromagnétique J x

B , de la force de

Lorentz est généralement beaucoup plus importante que la composante électrostatique eE

, et

il est souvent de réduire la force de Lorentz à sa composante électromagnétique JxB.

L’induction magnétique B est liée à la quantité vectorielle

H , qui est l’intensité du champ

magnétique, par la relation suivante : B H .

Dans le vide, µ=µ0 mais dans un matériau ferromagnétique, la valeur de µ est

beaucoup plus élevée.

En physique de soudage, la température de l’extrémité de l’électrode de l’arc et du

bain de fusion, (régions où l’effet électromagnétique est important), est au-dessus de la

température de Curie (température au-delà de laquelle le matériau perd ses propriétés

magnétiques), il est donc souvent considéré µ comme étant égale à µ0.

Cependant, il est important de ne pas oublier que la région autour du bain de fusion est

toujours ferromagnétique et qu’elle affecte les phénomènes électromagnétiques au point

qu’elle peut être à l’origine du soufflage magnétique de l’arc de soudage.

4.2.3 INDUCTION ELECTROMAGNETIQUE ET CHAMP MAGNETIQUE CREE PAR UN CONDUCTEUR PARCOURU PAR UN COURANT.

La loi fondamentale de l’électromagnétisme est celle de Faraday qui montre que la

circulation d’un courant dans une bobine fait naître un courant momentané dans une deuxième

bobine placée au voisinage de la première. Ce courant induit est proportionnel à la vitesse de

variation du champ magnétique induit :

dsnBt

ldE

..

n est le vecteur unitaire normal à l’élément de surface ds.

Par cette loi, on peut comprendre pourquoi en soudage par un courant alternatif, le

problème du soufflage magnétique de l’arc, par un champ magnétique perturbateur, est

nettement inférieur qu’en soudage par un courant continu. En effet, le courant alternatif fait

naître dans la masse de la pièce des boucles de courants induits qui produisent un champ

magnétique induit qui s’oppose au champ magnétique perturbateur.

86

La loi expérimentale de Biot et Savart permet le calcul de l’induction magnétique B

en un point en dehors d’une boucle C de longueur l et de courant I.

BI dlxB

rc

0

34 [4.2]

r est la distance entre le point qui et l’élément dl de la trajectoire C de la boucle de courant I.

Si on considère l’arc électrique de soudage comme étant un conducteur cylindrique

rectiligne parcouru par un courant I de densité uniforme J sur une section circulaire S de

rayon a, on peut calculer le champ magnétique propre à l’arc de soudage :

à l’intérieur de l’arc, le courant passe dans un cercle de rayon r < a, l’induction est

BIr

a0

22 [4.3].

à l’extérieur de l’arc, r>a, l’induction est BI

r0

2

La figure 4.1. montre la répartition de cette induction magnétique B = µ0H.

Figure 4.1. - Distribution du champ magnétique créé par un conducteur parcouru par un

courant axial I. [1].

Cette induction magnétique est à l’origine d’une force magnétique centripète qui

s’exerce sur la colonne cylindrique de l’arc, cette force sera balancée par un gradient de

pression magnétique à l’intérieur de la colonne de l’arc - figure 4.2.

87

Figure 4.2. - Force magnétique exercée sur la colonne cylindrique de densité de courant J

supposée uniforme. [2].

4.2.4 LA CONTRAINTE DE MAXWELL ET FORCES APPLIQUEES SUR UN ELEMENT CONDUCTEUR.

En notation vectorielle, la force électromagnétique peut être mise sous la forme

suivante :

F JxB Rot B x

B grad B grad B

m

1

122

B

.

Fm est la force par unité de volume, la force totale est obtenue en intégrant sur tout le volume,

mais on peut transformer l’intégrale de volume en intégrale de surface par les relations

suivants [3].

gradfdv f dS

U grad WdV W U dS W div dV

V S

V VS

.

. . . .

avec div B 0 , on aura

F dV

BndS

BB dSm

V S S

2 2

2cos

n est un vecteur unitaire normal à la surface S et

B un vecteur unitaire parallèle aux lignes de

champs.

C’est la superposition de la pression isotropique ou contrainte de compression

88

2

2B et la tension le long des lignes de champ

B2

.[4]

La force électromagnétique total sur un élément conducteur de courant est

B

ndSS

2

2 ~ qui représente l’action de la force de surface sur l’élément lui-même.

Dans le cas de la soudure avec une électrode fusible, la goutte de métal fondu à

l’extrémité de l’électrode est soumise à la composante longitudinale de cette force,

généralement appelée force de Lorentz. Dans un système symétrique, les composantes

radiales sont autobalancées et n’engendrent aucune force.

L’équation de la force magnétique a été résolue pour un nombre de cas simples et

géométriquement axisymétriques [5]. Par exemple, la force magnétique qui s’exerce sur une

goutte sphérique de métal liquide parcourue par un courant I et supposée au repos est :

F

IL

a

bLm n n

0

2

24

1

4

1

1

2

1

2

1

sin

cos cos cos

Figure 4.3. Géométrie de la goutte pour le calcul des forces statiques [6].

La force nette qui tend à détacher la goutte de l’extrémité de l’électrode est :

F F F F F Fm D G S e

Fm : force de Lorentz,

FD : force de traînée ou de résistance due au frottement du gaz de protection sur la

goutte,

FG : force de pesanteur,

FS : force de la tension de surface,

89

Fe : force due à la pression électromagnétique induite à l’intérieur de la colonne de

l’arc.

4.2.5 EFFET DE PINCEMENT (THE PINCH EFFECT).

La force magnétique, comme celle de gravité, est une force de volume, elle agit sur

tout le volume du conducteur de courant. Dans la technologie de soudage, la force magnétique

est créée de deux façons : par interaction du courant de soudage avec un champ magnétique

extérieur d’origines différentes, et par interaction du courant de soudage avec son propre

champ magnétique.

Le champ magnétique propre de l’arc de soudage a un effet notable dans beaucoup

d’aspects du soudage à l’arc comme les interactions locales dans le métal fondu à l’extrémité

de l’électrode, dans l’arc lui-même et dans le bain de fusion - fonction dont dépend la réussite

de l’opération de soudage.

L’effet notable du champ magnétique de l’arc , le plus intéressant pour cette étude est

bien sûr celui du soufflage magnétique de l’arc par la dissymétrie de celui-ci, provoquée par

la circulation du courant de soudage dans la pièce vers la connexion de la masse.

Lorsque les lignes de courant sont rectilignes et parallèles, et en absence d’instabilité,

la force JxB est dirigée vers l’intérieur, à angle droit des lignes de courant (force centripète),

elle doit donc être contrebalancée par un gradient de pression statique (figure 4.2.).

Cependant, dans l’arc de soudage, généralement les lignes de courant sont divergentes ou

convergentes. L’effet de cette géométrie est de provoquer un écoulement et de communiquer

une rotation au fluide.

La frontière entre un fluide en état statique et les conditions de son écoulement est

l’instabilité. Un système est dit stable lorsque l’effet d’une faible perturbation est de produire

des forces pour restaurer la configuration initiale, alors qu’un système est dit instable, quant

une telle perturbation agit dans le sens de l’amplification de cette perturbation

exponentiellement.

Dans le cas de lignes de courant parallèles, un cylindre de fluide parcouru par un

courant axial est le siège d’une pression positive (centrifuge) due au cylindre ou à une force

de gravité ou à une force de tension de la surface ou à toutes ces forces combinées. La force JxB agit vers l’axe du cylindre. Quand la densité de courant atteint une valeur suffisante, cette

force magnétique surmonte l’effet stabilisateur des autres forces, le cylindre de fluide tend à

s’affaisser vers l’intérieur du cylindre (étranglement) et une instabilité paraîtra.

Ce phénomène est connu sous le nom de l’effet de pincement. Si on caractérise ce

cylindre de fluide par la colonne du plasma de l’arc de soudage, son champ magnétique est

purement azimutal et à agit en tout point perpendiculairement au courant. La force

magnétique par unité de volume à l’intérieur de la colonne de l’arc de densité de courant J

supposée uniforme est :

JxB=J.B=

2

2

0 rJ [4.4].

R est le rayon de l’arc tel que r R. Cette force est contrebalancée par un gradient de pression

radiale agissant dans le sens opposé [4].

90

P

r

J r

0

2

20

à la surface, r = R, la pression est égale à la somme de la pression ambiante Pa et la pression

due à la tension de surface

R, ce qui donne une pression radiale P :

P PR

JR ra

0

22 2

4 [4.5].

le long de l’axe de l’arc (r=0) la pression est maximale :

P PR

I

Ra

0

2

2 24 [4.6].

La force magnétique auto-induite d’un arc n’est pas intense, par exemple un arc

parcouru par un courant I = 100 A et une densité de 5.107 A/m

2 (ce qui est une valeur typique

d’un arc de soudage TIG sous protection de l’argon), dans des conditions statiques, ce courant

engendre une pression maximale (sur l’axe de l’arc) calculée par la formule ci-dessus, de

5.10-3

atm. Cependant cette valeur de force magnétique est de même ordre que les forces de

gravité et de tension de surface, est donc capable de provoquer un écoulement : c’est un

écoulement électromagnétiquement induit.

En technologie de soudage, le phénomène d’instabilité par effet de pincement peut

apparaître par un pincement radial, en absence de champ magnétique extérieur, ou par

instabilité à coques (kink instability) en présence d’un champ magnétique longitudinal. La

figure 4.4. présente ces deux types d’instabilités sur une colonne cylindrique de mercure

parcoure par un courant.

Figure 4.4. - Instabilité dans une colonne cylindrique de mercure en chute,

parcourue par un courant électrique de 250 - 300 A [7].

a - Instabilité par pincement radial : pas de champ magnétique extérieur,

b - Instabilité à coques : présence d’un champ magnétique longitudinal.

91

4.3 PHENOMENES MAGNETOHYDRODYNAMIQUES EN SOUDAGE.

4.3.1 INTRODUCTION.

L’écoulement du fluide est une caractéristique essentielle de tous les procédés de

soudage par fusion, il joue un rôle important dans les mécanismes globaux du processus de

soudage.

L’écoulement dans une goutte de liquide à l’extrémité de l’électrode, comme

l’écoulement de matière dans la colonne de l’arc et l’écoulement du métal fondu dans le bain

de fusion, affecte l’uniformité de la composition du métal déposé.

L’écoulement dans la colonne de l’arc, objet de cette étude, influence la forme de la

colonne, le degré d’entraînement des inclusions et la profondeur de la dépression dans le bain

de fusion. Il affecte aussi le profil du cordon, et parfois limite le courant de soudage.

L’écoulement du fluide peut être provoqué par un agent extérieur tel que l’écoulement

d’un gaz injecté dans l’arc comme dans l’arc de gougeage. Il peut être aussi le résultat

d’interactions entre le courant de soudage et son propre champ magnétique. Une telle

interaction engendre un jet de plasma dans la colonne de l’arc comme dans d’autres

phénomènes magnétohydrodynamiques.

La magnétohydrodynamique de soudage a été explorée par certains chercheurs qui ont

élaboré différents modèles et différentes méthodes pour étudier ce phénomène [8], [9], [10].

Cette partie sera consacrée à l’exposition de quelques résultats et surtout le modèle de Squire

pour la détermination de la distribution de la vitesse d’écoulement dans un jet. Cette

distribution sera transposée par une certaine analogie sur le cas d’un arc de soudage TIG pour

le calcul théorique du déplacement latéral (déflexion) de la colonne de l’arc plongée dans un

champ magnétique transversal.

4.3.2 LOIS GOUVERNANT L’ECOULEMENT DE MASSE DANS LA COLONNE DE L’ARC.

L’écoulement de masse dans la colonne de l’arc est gouverné par la loi de

conservation de masse et la loi de conservation de la quantité de mouvement.

4.3.2.1 Conservation de la masse.

La loi de conservation de masse est exprimée par l’équation de continuité :

tdiv V

0

et V respectivement la densité et la vitesse du fluide de la colonne de l’arc.

92

En écoulement stable, la variation locale de la densité du fluide en fonction du temps

est nulle, si en plus la densité est indépendante de l’écoulement donc incompressible, la

conservation de masse est régie par l’équation de continuité simplifiée :

0Vdiv

[4.7]

Dans l’arc de soudage, la variation de pression associée à l’écoulement

magnétiquement induit est négligeable comparée à la pression atmosphérique, donc il est

approximativement raisonnable de considérer le gaz dans la colonne de l’arc de soudage

comme incompressible.

4.3.2.2 Conservation de la quantité de mouvement.

Les différentes forces qui agissent sur un élément de volume d’un fluide, sont

engendrées par la variation du mouvement, la variation de pression, la viscosité et d’autres

forces comme la force de Lorentz et la force de gravité.

Variation du mouvement :

La vitesse de variation du mouvement d’un fluide est exprimée par la relation suivante

dV

dt

V

tV grad V

.

dans les conditions stables

V

t 0, l’équation se ramène à :

dV

dtV grad V

. [4.8]

Variation de la pression :

Une contrainte de pression isotopique agit sur l’élément de fluide et peut varier d’un

endroit à l’autre, en créant un gradient de pression qui engendre des forces.

La force totale par unité de volume est Pgrad

Le signe négatif résulte du fait qu’un gradient positif de pression à n’importe qu’elle

direction produit une force de sens opposé.

viscosité.

Dans un fluide en mouvement avec une vitesse non uniforme, il se crée un gradient de

vitesse suivant les trois directions qui a comme conséquence, que chaque petite tranche de

fluide a une vitesse légèrement différente de l’autre, ce qui va créer une force de frottement :

les tranches les plus lentes exercent une force de retardement sur les tranches les plus rapides.

Cette force qui agit parallèlement à la surface d’une tranche donne naissance à une

contrainte de cisaillement qui est, dans un fluide Newtonien, proportionnelle au gradient de

la vitesse. La composante de cette contrainte suivant la direction y est :

93

dV

dy est la viscosité dynamique du fluide.

Dans un fluide réel, le système des forces dues aux contraintes de viscosité dans un

fluide incompressible est : div grad V

.

Si la viscosité est constante, le système se réduit à :

V V2

[4.9]

V2 = le Laplacien

Force de Lorentz.

Cette force de Lorentz est : eF JxB E

Or à l’exception des régions extrêmement proches des électrodes (régions de chutes

cathodiques et anodiques), un arc électrique à la pression atmosphérique est considéré comme

électriquement neutre comme les électrodes elles-mêmes.

Donc pour un écoulement magnétiquement induit comme celui dans un arc électrique

de soudage e 0 et la force de Lorentz est réduite à

F JxB . [4.10]

Pour un arrangement symétrique et uniforme, cette force magnétique auto-induite ne

peut engendrer un écoulement que lorsque les lignes de courant sont divergentes c’est-à-dire

lorsque la force de Lorentz est rotationnelle.

Dans l’arc ainsi que dans le bain de fusion, il est normal que les lignes de courant

soient divergentes. Dans l’arc du fil électrode vers la pièce à souder et dans le bain de fusion

du centre de celui-ci où la densité de courant est élevée vers la frontière du bain de fusion.

Cependant, il faut avoir dans l’esprit qu’un écoulement non symétrique du courant peut avoir

lieu si les connections électriques (la masse) au voisinage du bain de fusion créent des

conditions non symétriques.

Force de gravité.

Dans certaines circonstances, la force de gravité g est signifiante, mais dans le cas

d’un arc de soudage TIG où la colonne est constituée d’un gaz, cette force peut être négligée.

Les différentes contributions au flux de mouvement peuvent être rassemblées. En

supposant que le milieu est électriquement neutre, que la viscosité est constante et en réglant

la variation de mouvement aux forces agissant sur le fluide, on obtient l’équation de la qualité

de mouvement :

gBxJVPgraddt

Vd

2 [4.11]

94

C’est l’équation de Navier-Stokes modifiée par l’addition du terme de la force

électromagnétique.

Si le courant électrique est nul, cette équation a une solution exacte dans le cas d’un

milieu infini ou semi-fini contenant un point source de mouvement (voir 4.2.5.).

4.3.3 DETERMINATION DE LA VITESSE DE PLASMA A PARTIR DE L’EQUATION DE BERNOULLI.

L’équation de Bernoulli qui est un cas spécial de l’équation de l’énergie a été utilisée

pour déterminer la vitesse du plasma dans la colonne d’un arc [4].

Si on tient compte de l’énergie cinétique, de l’énergie de pression de l’énergie

potentielle de gravité du fluide, ainsi que de son énergie thermique, on obtient l’équation

suivante :

d

dtV

PG T C VgradT divq

J

GP

1

2

2 22

[4.12]

µ : énergie interne

G : gh : énergie potentielle

h : hauteur à l’instant t = 0.

Les termes à droite de l’équation représentent respectivement la conduction, la

convection, la radiation, l’effet joule et la viscosité.

Dans le cas d’un fluide incompressible et à température constante (donc µ est

constante) et si on ignore les termes à droite : c’est-à-dire pas de perte ou de gain significatif

d’énergie par différents processus, cette équation peut être intégrée le long d’un tube de

courant pour obtenir l’équation de Bernoulli :

1

2

2 V gh cons te tan

Maecker [11] a utilisé cette équation pour estimer la vitesse du jet du plasma dans la

colonne de l’arc de soudage. Il a supposé qu’il existe une constriction physique dans la

colonne de l’arc, à partir de laquelle la colonne diverge dans les deux directions (figure 4.7.)

95

Figure 4.7. - Ecoulement dû à une construction dans la colonne de l’arc [11].

L’écoulement est également vers l’extérieur dans les deux directions avec un point de

vitesse nul dans la construction. Dans la zone où la vitesse est nulle, des conditions statiques

existent, et la force électromagnétique engendre une pression dépassant la pression ambiante

d’une valeur maximale de 0

4

IJ

sur l’axe (voir équation 4.6.).

Où I est l’intensité du courant et J la densité du courant.

En dehors de la constriction, la pression est supposée nulle. En appliquant le théorème

de Bernoulli (équation 4.12) dans la zone de constriction : V0=0 et P0=0

4

IJ

, on peut

calculer la vitesse du jet en dehors de cette zone : (P=0) :

VIJ

0

1

2

2 4.13

c’est la vitesse axiale maximale du jet.

Il est évident qu’il s’agit d’une approximation puisque dans un arc réel il n’y a pas de

constriction physique et donc pas de pression qui peut être créée à l’exception de celle

associée à l’écoulement. Néanmoins, cette équation donne un résultat d’un bon ordre de

grandeur; de plus, elle est souvent utilisée par les chercheurs en soudage pour estimer la

vitesse du jet du plasma.

96

BIBLIOGRAPHIE - Chapitre 4

[1] Cours électromagnétisme, ULg

[2] P.Scarpa « L’arc électrique » Thèse de doctorat. 1992.

[3] Alvein, H and Falthammer, C.G (1963). « Cosmical Electrodynamics » Oxford

University press

[4] J.F Lancaster (1984) « The physics of welding » IIW.

[5] Amson. C. « Lorentz Force in the molten tip of an arc electrode ». Brit . Apl.phys.

vol. 16, pp 1169-1179.

[6] Greene, W.J. « An analysis of transfert in gas shielded welding arcs ». AIEE Trans.

Part II : Applications and indutry. Vol 79, pp 194- 203.

[7] Dattner, A. Lehnert, B. and Lundquist, S. « Liquid conductor Model of Instabilities in

a Pinched Dis-charge ».Proc. 2nd

UN conference on the Peaceful uses of Atomic

Energy, Genova, vol. 131, pp.325. Progamon Press.

[8] Lundquist, S « On the hydromagnetic flow generated by a diverging electric current

arc » . f. Fys. Vol.40, N° 5, pp 89 – 95.

[9] Sozou, C. and Pickering, W.M. ( 1978). « The developpement

of Magnetohydrodynamic Flow due to an electric current discharge ».J. Fluid Mech..

Vol. 70, pt. 3, pp. 509-517.

[10] Sozou, C . and Pickering, W.M. ( 1975). « Magnetohydrodynamic Flow in a container

due to the discharge of an electric current from a finite size electrode ». Pro. R. Soc.

Lond. Vol. 362, pp. 509-523.

[11] Maecker, H. Zeit. Phys. Vol. 134, pp. 128.

97

5 LES PROPRIETES MAGNETIQUES DES ACIERS DE CONSTRUCTION

5.1 INTRODUCTION.

Les propriétés magnétiques des matériaux métalliques ont depuis longtemps fait

l’objet d’un grand nombre d’études.

Les études disponibles dans la littérature concerne principalement les matériaux

utilisés en électrotechnique ou en électronique.

Jusqu’à ces dernières années, les propriétés magnétiques des aciers à bas carbone

faiblement alliés faisaient l’objet de moins d’attention. Actuellement, de nouvelles

applications se développent où les aciers de construction sont soumis à des champs

magnétiques d’origines différentes.

L’existence d’un champ magnétique extérieur, le contrôle par voie magnétique, la

circulation d’un courant, dans ou au voisinage de ces matériaux créent un champ résiduel.

Pendant l’assemblage, par soudage, de ces matériaux le champ magnétique résiduel

entre en interaction avec le courant de l’arc de soudage.

La force de Laplace résultante s’applique à l’arc et provoque sa déflexion. C’est le soufflage

magnétique de l’arc électrique de soudage (Arc Blow), ce qui nous empêche d’avoir des

soudures de qualité, ou même d’empêcher complètement le processus de soudage.

D’après les expériences, le problème de soufflage magnétique de l’arc est plus

fréquent avec certaines nuances d’aciers plus qu'avec d’autres. D’où la nécessité d’étudier

l’influence sur les propriétés magnétiques des différents facteurs relatifs à la composition

chimique et à la microstructure.

Ce chapitre résume quelques connaissances sur la question, afin de permettre

d'appliquer les préventions nécessaires pendant toutes les opérations : transport, manipulation,

préparation.

5.2 RAPPEL D’ELECTROMAGNETISME.

La notion de champ magnétique permet de rendre compte de l’interaction existant

entre courants électriques, entre corps aimantés, ou entre courants et corps aimantés.

La base de l’électromagnétisme est la loi expérimentale de Biot-Savart, qui exprime

l’interaction entre deux courants électriques.

Une boucle de courant I1 induit dans l’espace qui l’entoure un champ magnétique H.

Ce

champ, proportionnel à I1, va influencer les boucles de courants se trouvant dans l’espace, par

exemple la bouche de courant I2 distante de d.

Selon la loi fondamentale de l’électromagnétisme, entre ces deux boucles, s’exercent

des forces mutuelles dont la grandeur, la direction et le sens dépendent

des intensités de courant I1 et I2 (la force est proportionnelle au produit I1et I2);

98

de la distance d (la force est inversement proportionnelle au carré de la distance);

de l’orientation des boucles de courant l’une par rapport à l’autre.

En fait, ces boucles de courant sont équivalentes à des aimants élémentaires ou dipôles

magnétiques (figure 5.1).

En présence d’un champ magnétique, ces boucles vont être influencées et selon le

matériau vont renforcer ou amenuiser le champ magnétique qui existait dans le vide.

Pour rendre compte de ce phénomène, on introduit la notion de champ d’induction

magnétique B.

Dans le vide, B

est équivalent à

H Il n’en diffère que par un facteur constant o (perméabilité

du vide) : B = oH.

Dans les matériaux, B se relie à H par l’intermédiaire d’un facteur supplémentaire r, appelé

perméabilité relative du matériau : B = o r H.

Dans les matériaux, on décompose la perméabilité relative comme suit :

r = 1 + X, X étant la susceptibilité magnétique du matériau considéré.

Pour certains matériaux, X est faiblement négatif (r < 1), ceci signifie que le matériau en

question a tendance à réduire le champ d’induction magnétique qui existerait dans le vide.

Pour d’autres matériaux, X est positif ((r > 1 ), ces matériaux renforcent le champ

d’induction par rapport à celui mesuré dans le vide.

Lorsqu’un matériau conducteur est soumis à un champ d’induction magnétique variable, il se

créé à l’intérieur de ce matériau des boucles de courant dans un sens tel qu’elles induisent un

champ qui s’oppose aux variations du champ extérieur. Ces courants s’appellent courants de

Foucault. On rencontre ce phénomène dans le cas de soudage par courant alternatif.

Fig5.1 Boucles de courant et dipôles magnétiques

99

5.3 LES PHENOMENES MAGNETIQUES DANS LES MATERIAUX.

Les phénomènes d’aimantation des matériaux magnétiques ont leur origine physique à

l’échelle atomique ou moléculaire. En effet, dans chaque atome, le mouvement de rotation

des électrons autour du noyau ou de révolution autour d’eux mêmes constitue des boucles de

courant ou aimants élémentaires ou encore moments magnétiques élémentaires.

Dans le vide et à l’échelle macroscopique, les différents aimants élémentaires peuvent

être orientés de façon désordonnée (effet magnétique résultant nul) ou de façon ordonnée

suivant une certaine direction (le matériau se caractérise par une aimantation macroscopique).

L’action du champ magnétique extérieur sur un matériau magnétique a pour effet de

modifier le mouvement des électrons dans le matériau et d’orienter les aimants élémentaires

dans une direction déterminée :

Soit la direction du champ magnétique extérieur, ce qui a pour effet de le renforcer ;

soit la direction opposée à celle du champ magnétique extérieur, ce qui a pour effet de le

diminuer.

Ces comportements différents permettent de classer les matériaux magnétiques en

quatre catégories :

a) - Les matériaux diamagnétiques.

L’aimantation de ces matériaux s’oriente en sens contraire du champ magnétique

appliqué. Ce type d’aimantation s’explique par le mouvement des électrons autour des

noyaux des atomes du matériau. Les matériaux diamagnétiques sont faiblement repoussés par

un champ magnétique (ex : l’argent, l’azote, le bismuth, le bore, le chlore, le cuivre , le

phosphore, le silicium, le soufre) ;

b) - Les matériaux paramagnétiques.

L’aimantation s’oriente dans le sens du champ magnétique appliqué. Ce type

d’aimantation s’explique par le mouvement de giration propre des électrons. Les matériaux

paramagnétiques sont faiblement attirés par un champ magnétique (ex. le platine,

l’aluminium, les alliages fer-Nickel-chrome inoxydables appelés amagnétiques).

c) - Les matériaux antiferromagnétiques.

(Manganèse et chrome) non magnétiques et les matériaux ferrimagnétiques (ferrites)

magnétiques, se caractérisent par des phénomènes physiques similaires à ceux qui sont à

l’origine du ferromagnétisme.

d) - Les matériaux ferromagnétiques.

L’aimantation s’oriente dans le sens du champ magnétique appliqué. Ils sont

fortement attirés par un champ magnétique (ex. le fer, le cobalt, le Nickel). Les matériaux

ferromagnétiques plongés dans un champ magnétique s’aimantent et son capables de

conserver leur aimantation lors de la suppression du champ magnétique extérieur. Ce type

d’aimantation est basé sur l’interaction des boucles constituées par les mouvements de

giration propres des électrons, ce qui conduit à une orientation parallèle de ces boucles dans

des régions macroscopiques du matériau. C’est cette catégorie qui nous intéresse dans notre

100

étude, du fait que c’est sa capacité de conserver son aimantation et de présenter un champ

résiduel qui souffle l’arc de soudage, et que les aciers de construction font partie de cette

catégorie.

5.4 LES PHENOMENES MAGNETIQUES DANS LES MATERIAUX FERROMAGNETIQUES.

5.4.1 DOMAINES MAGNETIQUES.

Dans les matériaux ferromagnétiques, les dipôles magnétiques élémentaires résultant

du mouvement de giration propre des électrons dans les atomes ont naturellement tendance à

s’aligner sous l’effet de leurs interactions mutuelles.

Cette orientation particulière s’effectue dans des régions microscopiques appelées

domaines qui sont caractérisés par un dipôle magnétique global, dont les dimensions sont de

l’ordre de 10-8

à 10-17

m3 et qui contiennent de 10

21à 10

17 atomes [1]. Les différents domaines

aimantés dans des directions différentes sont séparés entre eux par des zones de transition qui

s’appellent les parois de Bloch. Dans ces parois (d’une longueur de l’ordre de 10-7

m),

l’orientation des dipôles magnétiques élémentaires varie progressivement d’une direction

donnée à la direction opposée correspondant au domaine voisin (ou dans certains cas à une

direction perpendiculaire correspondant au domaine voisin).

Dans un morceau de matière, les domaines eux-mêmes peuvent être soit orientés dans des

directions différentes, ce qui donne un effet qui peut être nul ou négligeable, soit orientés en

grand nombre dans une direction déterminée, ce qui confère au matériau une aimantation

résultante.

5.4.2 PHENOMENES D’AIMANTATION D’UN MATERIAU FERROMAGNETIQUE.

La notion de domaine magnétique permet de mieux comprendre les phénomènes

d’aimantation d’un matériau ferromagnétique sous l’effet d’un champ magnétique extérieur.

La figure 5.2 (d’après [2]), représente un monocristal d’un matériau ferromagnétique,

subdivisé en un grand nombre de domaines élémentaires. Les vecteurs m représentent en

direction et en grandeur l’aimantation spontanée (ou dipôle) des différents domaines. Ils sont

dirigés suivant des directions privilégiées qui ne sont pas nécessairement parallèles.

La disposition schématique des domaines, pour un matériau n’ayant jamais été

aimanté précédemment est représentée sur la figure 5.2. a : l’aimantation totale du monocristal

est nulle. Sous l’influence d’un champ magnétique extérieur, un dipôle magnétique global m

apparaît en raison d’un nouvel arrangement des domaines élémentaires. Cet arrangement est

le résultat de deux mécanismes d’aimantation : les déplacements des parois (fig. 5.2.b) et les

rotations des vecteurs aimantations (fig. 5.2.c.).

101

Fig. 5.2 - processus fondamental de magnétisation [2]

a) Aimantation du matériau par déplacement des parois des domaines.

L’application d’un champ magnétique extérieur tend à développer les domaines

élémentaires dont les vecteurs d’aimantation sont les plus proches, en direction et en sens, du

champ extérieur. Le déplacement des parois permet de développer ces domaines au dépend

des domaines voisins.

La nature des parois des domaines, qui sont composées de dipôles magnétiques élémentaires

orientés progressivement d’une direction à la direction opposée, permet d’expliquer

physiquement la notion de déplacement de ces parois (fig.5.3 d’après [3]).

Lorsqu’un champ magnétique extérieur est appliqué parallèlement à la direction des dipôles

magnétiques d’un domaine, ceux-ci ne sont pas modifiés car leur direction est celle du champ

magnétique.

Par contre, les dipôles magnétiques dans la paroi de transition forment un certain angle avec

la direction du champ extérieur et, sous l’action d’un couple, ils s’orientent progressivement

dans cette direction, en renforçant ainsi l’importance du domaine concerné (par accroissement

de son volume) et en diminuant celle du domaine voisin dont les dipôles magnétiques sont

antiparallèles au champ extérieur [4].

102

Fig 5.3 - Schéma explicatif du déplacement des parois des domaines [3]

Fig 5.3 - Schéma explicatif du déplacement des parois des domaines [3]

b) Aimantation du matériau par rotation des dipôles magnétiques des domaines.

L’application d’un champ magnétique extérieur de grande intensité a pour effet de

provoquer la rotation des dipôles magnétiques des domaines, ce qui les rapproche de la

direction du champ magnétique appliqué.

Les régions dans lesquelles domine chaque processus d’aimantation sont illustrées à la figure

5.4, (d’après [3]), qui représente une courbe typique de première aimantation d’un matériau

ferromagnétique. L’accroissement du champ d’induction magnétique dans le matériau est

exprimé en fonction de l’intensité du champ magnétique.

L’aimantation du matériau par déplacement des parois des domaines s’effectue de façon

progressive et réversible pour de faibles champs magnétiques (quelques ampères par mètre)

puis de façon irréversible et d’une manière discontinue (effet Barkhausen dû à la présence de

103

défauts dans la structure). Pour des champs de plus grande intensité, l’aimantation du

matériau s’effectue par rotation des domaines.

Le matériau est magnétiquement saturé (aimantation maximale) lorsque les dipôles

magnétiques des différents domaines ont la direction et le sens du champ magnétique

extérieur.

Ces mécanismes d’aimantation sont responsables de la non linéarité entre l’induction B et le

champ magnétique H et du phénomène d’hystéresis. Lorsqu’on diminue le champ

magnétique extérieur à partir d’une valeur élevée, les domaines ne se réorientent d’eux-

mêmes qu’en faible proportion et le matériau reste aimanté même lors de la suppression du

champ. Pour supprimer l’aimantation du matériau, il est nécessaire d’appliquer un champ

magnétique dans la direction opposée à celle du champ magnétique initial : c’est le champ

coercitif Hc. Au cours d’un cycle complet, les domaines sont obligés de passer à travers des

modifications irréversibles dans chaque direction du champ appliqué et il en résulte une

dissipation d’énergie : les pertes par hystérésis.

Fig5.4 – Courbe de la première magnétisation et processus de magnétisation dans chaque

région [3].

104

5.4.3 PROPRIETES MAGNETIQUES DES MATERIAUX FERROMAGNETIQUES.

a- Le cycle d’hystéréris.

La figure 5.5 représente la courbe de première aimantation et le cycle complet

d’aimantation d’un matériau ferromagnétique, obtenu par l’application d’un champ

magnétique extérieur dans une direction déterminée, jusqu’à saturation du matériau, puis dans

la direction opposée et de nouveau dans la première direction.

La variation de l’induction B induite dans le matériau est exprimée en fonction du champ

extérieur H. L’induction tient compte du champ extérieur et de l’aimantation du matériau.

L’examen de cette figure permet de définir les notions suivantes :

la valeur Bs de l’induction correspondant à la saturation du matériau (celle-ci est atteinte dans

le cas de champ magnétique intense) ;

L’induction rémanente Br qui subsiste lorsqu’on supprime le champ magnétique extérieur ;

Le champ coercitif Hc nécessaire pour annuler l’induction magnétique dans le matériau, ce qui

supprime sont aimantation

b - la perméabilité magnétique.

La perméabilité magnétique absolue est définie comme étant le rapport :

dB

dH (Henry par mètre)

où = or

avec o = perméabilité du vide (4 10-7

H/m)

r = perméabilité relative (sans dimension).

Pour les substances dia et paramétrique r est respectivement légèrement inférieur et

supérieur à 1.

105

Fig 5.5 – Cycle d’aimantation d’un échantillon de fer pur [3].

Dans le cas des matériaux magnétiquement doux (caractérisés par un faible champ coercitif),

le cycle d’hystérésis est très étroit et pratiquement linéaire dans une large plage. La

perméabilité absolue s’écrit alors :

B

H

L’évolution de la perméabilité relative en fonction du champ magnétique extérieur se

déduit de la courbe de première aimantation du matériau. La figure 5.6 d’après [5] montre le

cas de l’acier doux.

106

Fig 5.6 – Induction et perméabilité relative en fonction du champ magnétique [5].

c) La température de Curie des matériaux ferromagnétiques.

La température de Curie d’un matériau ferromagnétique est celle au-dessus de laquelle

les propriétés ferromagnétiques de ce matériau disparaissent. Au delà de cette température

(caractéristique de chaque matériau), il ne peut plus y avoir d’aimantation spontanée et le

matériau devient alors simplement paramagnétique.

C’est ce qui se passe dans le bain de fusion au cours du soudage.

d) Anisotropie de l’aimantation spontanée.

Les matériaux ferromagnétiques sont divisés en domaines élémentaires dans lesquels

la direction de l’aimantation spontanée n’est pas quelconque. Il existe des directions

cristallines privilégiées appelées directions de facile aimantation, les autres directions étant de

difficiles aimantations.

Parmi les matériaux appartenant au système cubique, le fer présente les trois directions

privilégiées [100], [010] et [001] parallèles aux arêtes du cube ; le Nickel en présente quatre

parallèles aux diagonales du cube.

L’anisotropie magnétique peut être induite dans le matériau par un des procédés suivants :

107

recuit du matériau dans un champ magnétique;

laminage ou façonnage à froid du matériau suivi de traitement de recuit ;

refroidissement sous champ magnétique avec passage par la température de

transition cristalline.

La figure 5.7 (d’après [3].) montre pour un acier au silicium deux types de textures

orientées qui peuvent être obtenues par laminage et recuit du matériau :

une texture cubique (plan [001] dans le plan de laminage et direction [100] dans la

direction de laminage).

une texture à grains orientés (plan [011] dans le plan de laminage et direction

[1.00] dans la direction de laminage).

De telles textures occasionnent des cycles d’hystérésis différents suivant la direction

de l’aimantation par rapport au sens du laminage.

108

Fig 5.7 – Développement des Textures (001) [100] et (011) [100] par laminage à froid et

recuit [3].

109

e) Effet magnétomécanique ou magnétostriction.

L’aimantation spontanée d’un domaine dans un cristal ferromagnétique est

accompagnée d’un allongement ou d’une contraction dans la direction d’aimantation (fig.

5.8).

Ce phénomène, appelé magnétostriction, est en relation avec l’anisotropie de la structure

cristalline.

Fig 5.8 – Modification du domaine sphérique par magnétostriction positive [2].

On considère souvent la dilatation dans la direction de l’aimantation au moment où le

matériau est saturé. Cette déformation est faible (L

L est de l’ordre de 10

-5 à 10

-6). Elle peut

être positive ou négative selon le métal considéré, la direction et l’intensité du champ

magnétique appliqué.

L’importance de cette déformation diminue lors d’un accroissement de la teneur en carbone

jusqu’à 1 %.

Quand on déforme le matériau, les domaines tendent à se réaligner d’eux-mêmes. Ce

réalignement modifie la perméabilité du matériau et celui-ci peut devenir plus facile ou plus

difficile à aimanter.

Le réalignement des domaines rend le matériau plus facile à déformer.

L’application de contraintes de traction inférieures à la limite élastique Re du matériau

diminue l’effet de magnétostriction ou même modifie le signe de la variation de longueur [2].

Un étirage au-delà de Re ou un laminage à froid augmente l’effet de magnétostriction dans le

cas du fer pur [2].

Pour les aciers, l’effet de l’étirage durcit le matériau, diminue la magnétostriction lorsqu’elle

est positive et la renforce lorsqu’elle est négative (figure 5.9 d’après [2]).

La magnétostriction dépend aussi de l’intensité du champ magnétique et de la température [2].

Le recuit du matériau (par exemple après une opération de trempe) renforce les effets de la

magnétostriction dans la zone des faibles champs magnétiques.

110

Fig 5.9 – Magnétostriction des alliages Fer – Carbone par écrouissage par étirage [2].

f) Evolution temporelle de la perméabilité (disaccomodation).

Ce phénomène consiste en une diminution dans le temps de la perméabilité des matériaux

ferromagnétiques, suite à l’application d’un champ magnétique ou d’une contrainte

mécanique. Cette évolution est un effet du mouvement (rotation ou déplacement) des

domaines magnétiques, qui est contrecarré par la diffusion des atomes de carbone.

Ce phénomène concerne essentiellement différents types de ferrites [3].

g) Effet pelliculaire ou Skin Effect.

Lorsqu’un matériau ferromagnétique est soumis à un champ magnétique variable, il

s’y développe des courants de Foucault qui contrecarrent la variation du champ.

Ainsi l’induction magnétique globale au centre du matériau est nulle. Par contre à la

périphérie du matériau, les courants de Foucault ne compensent que partiellement les

variations de champ et il y règne une induction magnétique globale non nulle.

Cet effet pelliculaire (skin effect) est d’autant plus marqué que la fréquence du champ

magnétique extérieur, la conductivité électrique et la perméabilité magnétique du matériau

sont élevées.

Une des solutions pour lutter contre le soufflage magnétique de l’arc, est le soudage par un

courant à haute fréquence.

111

5.4.4 FACTEURS INFLUENÇANT LES PROPRIETES MAGNETIQUES.

5.4.4.1 La température.

Les propriétés magnétiques des matériaux ferromagnétiques varient avec la

température.

Le champ coercitif Hc diminue de façon monotone lors d’un accroissement de température (à

Tc, Hc = 0) ;

L’induction rémanente est pratiquement constante jusqu’à 100°C.

Au-delà, elle diminue de façon monotone pour s’annuler à la température de Curie Tc.

La variation de l’induction et de perméabilité avec la température dépend de l’amplitude du

champ magnétique considéré. Pour de faibles champs magnétiques, l’induction et la

perméabilité augmentent avec la température, atteignent leur valeur maximale peu avant Tc et

diminuent brusquement à cette température (fig 5.10 et 5.11 d’après [2]). Par contre, pour des

champs magnétiques très importants (H > 2000 A/m), l’induction et la perméabilité diminuent

lors d’un accroissement de température jusqu’à Tc.

Fig 5.10 – Variation de l’induction avec la température pour différentes valeurs du champ

magnétique [2].

L’ensemble de ces variations avec la température affecte la courbe de première

aimantation du matériau (fig 5.12 d’après [2]). Aux températures élevées, la perméabilité

maximale est atteinte à de plus faibles valeurs du champ et le matériau est saturé à un plus

faible niveau d’induction.

112

Fig 5.11 – Variation de la perméabilité relative dans le fer pour différentes valeurs du champ

magnétique [2].

Fig 5.12 – Courbes de magnétisation du fer mesurées pour différentes températures, après

recuit à 800°C [2].

113

5.4.4.2 Facteurs propres au matériau magnétique.

Dans les matériaux magnétiques non homogènes, la taille et la répartition des

domaines magnétiques dépendent essentiellement des hétérogénéités présentes : cavités,

inclusions et précipités à caractère non magnétique, contraintes internes, frontières

cristallines, variation de composition chimique.

a) Effet de cavités, inclusions et précipités.

La présence dans le matériau d’une cavité ou d’une inclusion à caractère non

magnétique de forme sphérique a pour effet de créer à la périphérie du défaut un déséquilibre

des charges magnétiques. Pour rétablir à cet endroit une distribution plus uniforme des

charges magnétiques, les domaines magnétiques se réorganisent de deux façons suivantes

(figure 5.13 d’après [3]).

soit il y a création d’un ou deux domaines magnétiques supplémentaires qui

répartissent les charges magnétiques excédentaires sur la plus grande surface

possible (fig 5.13.b) ;

soit les frontières des domaines déjà existants se réalignent sur ce défaut, ce qui

aboutit à une distribution plus uniforme des charges magnétiques (fig. 13.c). Ces

frontières des domaines peuvent alors avoir une forme tourmentée qui accroît leur

surface et qui rend plus difficile l’aimantation du matériau.

Fig 5.13 – Distribution des charges magnétiques autour d’une inclusion sphérique [3].

Ce phénomène peut être provoqué non seulement par la présence d’inclusions ou de

cavités, mais également par une distribution irrégulière de contraintes internes ou une

variation locale de composition chimique [4].

Dans les deux cas, la réorganisation des domaines rend l’aimantation du matériau plus

difficile et affecte ses propriétés magnétiques (augmentation de Hc et diminution de r et B).

Les matériaux magnétiques comprenant de très petits grains ou des précipités à caractère

magnétique présentent un Hc élevé.

114

Lorsque des éléments comme le carbone, l’azote, le soufre ou l’oxygène sont présents en

quantité importante dans un matériau, ils ont tendance à précipiter et à former des inclusions :

carbures, nitrures, sulfures ou oxydes. Ces inclusions peuvent être à caractère magnétique

comme le Fe3 C ou non magnétique comme

MnS, FeS, Mn0, Mn02, Fe0 et selon leur taille, ils peuvent précipiter à l’intérieur des grains ou

seulement à leur frontière.

Les inclusions multiplient le nombre des domaines, diminuent la taille et contrecarrent le

mouvement des parois des domaines, ce qui rend l’aimantation du matériau plus difficile.

b) Effet de la composition chimique.

Une variation locale de composition chimique dans le matériau a pour effet de rendre

non uniforme son aimantation spontanée et de multiplier localement le nombre de domaines

magnétiques qui sont alors de faibles superficies.

Le Carbone.

Parmi les éléments chimiques qui peuvent avoir une influence sur les propriétés

ferromagnétiques, le carbone semble être le facteur prépondérant.

De façon générale, les propriétés magnétiques usuelles subissent les modifications suivantes

lors d’un accroissement de la teneur en carbone :

les perméabilités initiales ri et maximale rm sont réduites de façon importante

[6]. et [7]. ;

le champs coercitif Hc , très faible dans le cas de fers de grande pureté, augmente d’abord

brusquement avec la teneur en carbone (figure 5.14 d’après [8].), il atteint ensuite un palier

(correspondant à une teneur en carbone comprise entre 0,04 et 0,1 %) puis s’accroît de

façon pratiquement linéaire ;

l’induction de saturation BS est peu affectée par une variation de teneur en carbone ;

l’induction rémanente reste pratiquement constante [2]. ;

la courbe de première aimantation du matériau subit les modifications illustrées à la figure

5.15 d’après [2]., la perméabilité maximale et la saturation du matériau sont atteintes pour

des champs magnétiques de plus grande amplitude ;

Fig 5.14 Effet de la teneur en carbone sur le champ coercitif d’un acier au carbone recuit [8].

115

Fig 5.15 – Effet de la teneur en carbone sur la courbe de la première aimantation de l’acier

doux [2]

la faible solubilité du carbone à température ambiante dans le fer produit des

impuretés (carbures), ce qui rend plus difficile l’aimantation du matériau. Ce

phénomène est appelé « vieillissement magnétique »du matériau est à l’origine de

la dégradation des propriétés magnétiques dans le temps : la perméabilité diminue,

le champ coercitif augmente. Ainsi, le champ coercitif peut doubler de valeur

lorsque le matériau est porté à 100°C pendant 200 heures [2].

La figure 5.16 (d’après [9]) illustre cette évolution dans le cas d’un acier recuit.

A une température de 125°C, le champ coercitif atteint sa valeur maximale après 3,5 jours qui

correspondrait à la taille des précipités Fe3C qui contrecarre au maximum le mouvement des

parois des domaines magnétiques.

Le phosphore

Le phosphore retarde ou empêche la formation de carbure Fe3C qui favorise le vieillissement

magnétique [9].

Le phosphore augmente légèrement le champ coercitif (de 6A/m autour d’une valeur

moyenne de 80 A/m lorsqu’on passe de 0 à 0,03 %) et reste pratiquement sans effet sur la

perméabilité maximale aux teneurs habituelles.

L’azote

Considéré comme impureté, il occupe les positions interstitielles dans le réseau cristallin. Ces

impuretés à caractère non magnétique sont à l’origine de la création de nouveaux domaines

magnétique élémentaires et contrecarrent le mouvement des parois des domaines, c’est-à-dire

l’aimantation du matériau. L’azote a pour effet de réduire la perméabilité et d’augmenter le

champ coercitif. Sa précipitation sous forme de nitrures est une des causes du vieillissement

magnétique des aciers.

116

Fig 5.16 – Croissance du champ coercitif de l’acier au phosphore pour différentes

températures [9].

Le silicium

Le silicium se dissout dans la ferrite en se substituant à des atomes de fer. ll est utilisé

couramment pour améliorer les propriétés magnétiques des aciers destinés à des applications

électriques.

Le silicium augmente légèrement la perméabilité pour des champs magnétiques faibles et la

diminue pour des champs magnétiques intenses [2]. Il diminue légèrement le champ coercitif

et l’induction et affecte la courbe de première aimantation du matériau [10].

Le manganèse

Le manganèse a tendance à former des carbures stables mixtes avec le fer.

Il augmente le champ coercitif et la résistivité, et diminue légèrement la perméabilité et

l’induction de saturation.

Le soufre

Comme l’azote, le soufre constitue une impureté dans le réseau cristallin où il occupe des

positions interstitielles.

Il a pour effet de diminuer la perméabilité et d’accroître le champ coercitif.

L’oxygène

Egalement présent sous forme d’impureté en position interstitielle dans le réseau cristallin, il

réduit la perméabilité et augmente le champ coercitif.

L’aluminium

L’aluminium se dissout dans la ferrite en se substituant à des atomes de fer. Il réduit

l’induction magnétique.

Selon [11] l’aluminium aurait comme effet de réduire la perméabilité (probablement suite à la

précipitation de nitrures d’aluminium) et d’augmenter le champ coercitif.

De plus l’aluminium affine le grain et a tendance à former des oxydes qui durcissent

magnétiquement le matériau.

117

Le cuivre

Comme l’aluminium, le cuivre a tendance à réduire l’induction et la perméabilité et à

augmenter le champ coercitif.

En pratique, son influence est peu sensible aux teneurs habituellement rencontrées dans les

aciers courants.

Le vanadium

Le vanadium peut se présenter sous différentes formes :

- en solution de substitution dans le fer ;

- en carbures stables non miscibles à la cémentite ;

- en nitrures qui favorisent le développement d’une texture orientée qui améliore les

propriétés magnétiques.

Selon [12]. la combinaison du vanadium avec l’azote sous forme de nitrure pourrait empêcher

l’azote de précipiter en nitrure de fer et ainsi d’éviter une dégradation des propriétés

magnétiques du matériau. Le vanadium permet d’augmenter la perméabilité.

c) Influence de la taille des grains.

La plupart des propriétés magnétiques des matériaux ferromagnétiques s’améliorent

avec un nombre décroissant de frontières de grains, c’est-à-dire pour une grosseur plus

importante (le champ coercitif diminue, la perméabilité augmente).

La réduction du nombre des frontières de grains s’accompagne d’une diminution du nombre

de parois de domaines magnétiques, ce qui diminue l’énergie d’aimantation du matériau

(réduction du frottement).

L’influence de la taille des grains sur la force coercitive est représentée à la figure 5.17

d’après [13] dans le cas de tôles d’acier de différentes teneurs en carbone.

D’après cette figure, l’évolution du champ coercitif en fonction de la taille des grains semble

similaire pour les trois teneurs en carbone considérées, les valeurs les plus faibles

correspondant à de grandes tailles de grains et à de faibles teneurs en carbone.

L’intérêt d’un accroissement éventuel de la taille des grains est plus marqué dans le cas des

aciers habituellement rencontrés (% C 0,06 %).

L’augmentation de la taille des grains peut s’obtenir par une déformation à froid suivie d’un

recuit à haute température. Dans ce cas, la taille du grain dépend du taux de déformation à

froid ainsi que de la température de recuit. Toutefois, la taille initiale du grain, le temps de

recuit et les vitesses de chauffage et de refroidissement ont également une influence sur les

propriétés magnétiques du matériau.

118

Fig 5.117 – Influence de la taille des grains et de la teneur en carbone sur le champ coercitif

des aciers à bas carbone [13].

5.4.4.3 Influence d’un écrouissage.

Les opérations de formage à froid des matériaux ferromagnétiques (laminage, étirage,

usinage ...) créent des contraintes qui ont pour effet de modifier l’arrangement des domaines

magnétiques élémentaires. Il en résulte une transformation du comportement magnétique

global du matériau.

L’effet de ces contraintes dépend de leurs intensités (inférieures ou supérieures à la limite

d’élasticité du matériau). Ces phénomènes consistent en une dilatation ou une contraction du

matériau dans un champ magnétique, lorsque les contraintes sont unidirectionnelles.

Généralement, l’application d’une contrainte dont la valeur est inférieure à la limite élastique

du matériau a pour effet de diminuer la perméabilité des matériaux recuits. Dans ce cas la

modification du comportement magnétique du matériau n’est pas définitive : on retrouve

l’état initial lorsque les contraintes sont supprimées. Pour l’acier, des contraintes inférieures

à la limite élastique Re, augmentent la perméabilité lorsque le matériau se trouve dans un

champ magnétique de faible intensité et la diminue dans des champs plus importants.

Des contraintes plus importantes ( > Re) multiplient les imperfections du métal : les cristaux

qui forment la structure se rompent en éléments plus petits et la structure se durcit

magnétiquement. Ces contraintes peuvent provenir d’un durcissement par précipitation ou

d’une surcharge mécanique.

En ce qui concerne le cycle d’hystérésis des matériaux, des contraintes de traction d’intensité

croissante provoquent une diminution du niveau d’induction notamment Br ainsi que du

champ coercitif [2].

L’effet d’un travail à froid sur la courbe de première aimantation des aciers est illustré

à la figure 5.18 d’après [10].

119

Fig 5.18 – Effet du travail à froid sur la courbe de la première aimantation de l’acier [10].

La courbe A correspond à un acier recuit et donc libre de contraintes.

La courbe B correspond à un acier recuit mais laminé à froid.

L’induction et la perméabilité sont réduites dans la zone des faibles champs

magnétiques. Le matériau peut toutefois retrouver ses propriétés magnétiques initiales après

un recuit supplémentaire [10].

L’étirage de tubes d’acier a le même effet que le laminage sur les propriétés magnétiques. La

figure 5.19 d’après [2] illustre le cas de tubes d’acier étirés dont les propriétés magnétiques

évoluent suivant l’importance de l’étirage :

la perméabilité initiale chute brusquement lorsqu’on réalise un étirage, mais elle

évolue peu avec l’importance de l’étirage ;

la perméabilité maximale chute brusquement lorsqu’on effectue l’ét irage et elle

diminue suivant l’importance de l’étirage ;

le champ coercitif augmente de façon importante (de 80 à 560 A/m) suivant

l’importance de l’étirage.

La présence de contraintes résiduelles et/ou l’application de contraintes importantes

modifie le comportement magnétique du matériau. Les contraintes induites par la présence

d’une rayure à la surface d’un matériau ferromagnétique ont pour résultat l’apparition locale

d’un grand nombre de domaines fins et allongés, ainsi que de très petits domaines qui rendent

plus difficile l’aimantation du matériau [3].

120

Fig 5.19 – Propriétés magnétiques du fer après écrouissage par estampage [2].

5.4.4.4 Influence d’un traitement thermique.

Les matériaux magnétiques doux présentent de faibles propriétés magnétiques à l’état

écroui (faible perméabilité, champ coercitif important).

Les traitements thermiques les plus couramment utilisés sont le recuit et le revenu.

Lorsque ceux-ci sont suivis d’un refroidissement lent, ils suppriment les contraintes internes

dans le matériau. Le revenu rend le matériau plus doux, aussi bien mécaniquement que

magnétiquement. Le recuit a pour but d’accroître la taille des grains (recuit de coalescence) et

ainsi d’améliorer les caractéristiques magnétiques.

La vitesse de refroidissement conditionne la qualité de la réorientation des domaines

magnétiques. Un refroidissement rapide (trempe ou refroidissement accéléré) donne une

orientation désordonnée des domaines, ce qui durcit magnétiquement le matériau (la

perméabilité diminue et le champ coercitif augmente).

Par contre, un refroidissement très lent permet d’obtenir un état ordonné des domaines, donc

une aimantation plus aisée du matériau : la perméabilité augmente, le champ coercitif diminue

et le matériau s’adoucit du point de vue magnétique.

Ainsi la perméabilité initiale peut passer de 60 à 80 pour un acier trempé à 200 pour un acier

recuit (teneur en carbone : 0,2 % d’après [6]. et le champ coercitif de 1800 à 80 A/m (figure

5.20 d’après [2]).

121

Fig 5.20 – Champ magnétique de l’acier au carbone en fonction de la teneur en carbone et du

traitement thermique [2].

5.4.5 LES MATERIAUX FERROMAGNETIQUES ET LEUR UTILISATION PRATIQUE.

a) Les matériaux magnétiques doux.

Rappelons que les propriétés magnétiques des matériaux magnétiques doux sont

notamment influencées par la taille et l’orientation des grains.

En général, plus les grains sont de grande dimension, moindres sont le champ coercitif et les

pertes magnétiques et plus grande est la perméabilité magnétique.

L’orientation des grains joue également un rôle important vu l’anisotropie de l’aimantation

spontanée.

Lors de la fabrication des matériaux magnétiques doux, les efforts portent sur la pureté,

l’homogénéité et la bonne orientation éventuelle des grains ainsi que sur la relaxation des

contraintes internes. Dans ces conditions les parois des domaines sont facilement déplaçables

de façon réversible et une faible énergie suffit pour augmenter l’induction magnétique : on

obtient un matériau à faibles pertes magnétiques et à perméabilité initiale élevée.

Les matériaux magnétiques doux (figure 5.21.a) sont notamment utilisés dans les circuits

magnétiques où ils produisent de grandes inductions avec grande perméabilité initiale ri et

faible Hc.

b) Les matériaux magnétiques durs.

La composition des aimants permanents est choisie de façon à obtenir des

déformations importantes du réseau cristallin, ce qui donne de grands champs coercitifs. Le

produit Hc.Br est représentatif de l’aptitude d’un matériau à constituer un aimant permanent.

En pratique, on supprime la possibilité de déplacement des parois des domaines en utilisant

des particules très fines ou en précipitant une seconde phase métallique pour rendre le

matériau hétérogène à l’échelle microscopique.

L’aimantation du matériau est alors plus difficile à réaliser, le cycle d’hystérésis s’élargit (fig

5.21 b) et le champ coercitif augmente pour une perméabilité initiale faible. Les aciers

martensitiques et les ferrites appartiennent à cette catégorie.

122

(a) (b)

Fig 5.21 – Cycle d’hystérésis d’un acier magnétiquement doux (a) et d’un acier

magnétiquement dur [2].

123

BIBLIOGRAPHIE - Chapitre 5

[1] ALONSO et FINN

Physique générale : champs et ondes, 1977. Interéditions Paris.

[2] R.M. BOZORTH

Ferromagnétism, 1951, Van Nostrand.

[3] S. CHIKAZUMI

Physics of Magnétism, 1964, J. Wiley.

[4] J.P. OUINET et J. DEFOURNY

Les propriétés Magnétiques des aciers de construction 18(3)86 - S 7/86

[5] P. MARGRAIN

Electrotechnique appliquée, 1979, Ed. Dunod.

[6] PK MITRA

Effect of métallrgical parameters on initial permeability of ferromagnétic

materials and subsequent ferrometer measurements.

March 1980, . J. Faust. Eng. (India), vol. 60, pp. 53 à 55.

[7] T.O.YENSEN

The magnétic properties of the tervary alloys Fe - Si - C.

1924, Transactions A.I.E.E., p. 145-175.

[8] Metal Handbook

1978, vol. 1, Properties and selection : Iron and Stals.

[9] S.K. RAY.

Magnetic aging characteristics of a phosphoric - bearing low carbon steel,

1981, vol. 15, Scripte Metallurgica, n°9 p. 971 à 973.

[10] F. BRAILSFORD

An introduction to the magnetic properties of materials, Ltd 1958,

Longman Green and Co.

[11]| G. LYUDKOSKY and J.M. SHAPIRO

Effect of aluminium content and processing on texture and permeability

of lamination steel.

April 1985 J. Appl. Physi., 57 (1).

[12] P.K. RASTOGI

Effect of Vanadium on the magnetic properties of Al-Killed low carbon steel.

March 1979, J. AppL. phys., 50 (3)n p. 2375 - 2377.

[13] D.J. KNIGHT - P.J. ADZEMA

Some processing Factors affecting the magnetic properties of low-carbon steel.

1961 - vol. 54, Transactions of the A.S.M., p. 355-361.

124

PARTIE II

ETUDE

EXPERIMENTALE

125

6 ETUDE EXPERIMENTALE

PREAMBULE

Structure de la démarche suivie.

Cette étude expérimentale présentée sous forme de chapitre 6 est subdivisée en 5 grands sous

chapitre :

Un sous chapitre 6.1 « Les causes du soufflage magnétique de l’arc » rassemble

les différentes causes du soufflage de l’arc rencontrées en industrie. Des

dispositifs expérimentaux sont utilisés pour simuler les configurations

industrielles qui provoquent le soufflage de l’arc pendant la réalisation des joints

soudés.

Un sous chapitre 6.2 « L’arc de soudage plongé dans un champ magnétique » dans

lequel un arc électrique de soudage TIG est éclaté dans un champ magnétique

transversal. Le dispositif expérimental permet d’étudier le comportement de l’arc

et la déformation de sa colonne pour différents valeurs du champ magnétique, du

courant de soudage et de la longueur de l’arc.

Un sous chapitre 6.3 « Approche de modélisation de la déformation de la colonne

de l’arc ». Dans cette partie, on va exploiter les mesures expérimentales de la

déformation de la colonne de l’arc pour trouver un modèle capable de décrire le

comportement de l’arc plongé dans un champ magnétique transversal.

Un sous chapitre 6.4 « Application d’un contre champ magnétique », qui est une

tentative de solution pour contrecarrer le soufflage magnétique de l’arc par un

moyen de même nature électromagnétique.

Un sous chapitre 6.5 « Soudage des goujons connecteurs par rotation de l’arc

soumis à un champ magnétique radial » présenté sous forme d’une application

industrielle. Dans ce sous chapitre, on va profiter des connaissances accumulées

sur le comportement de l’arc dans un champ magnétique en vue de développer

des technologies de soudage innovantes, en l’occurrence, le soudage des goujons

de section creuses.

Il est à noter que pour chaque essai expérimental, les résultats qualitatifs et quantitatifs

sont présentés sous forme de graphiques. Une tentative d’interprétation de ces résultats

expérimentaux est alors présentée, ainsi qu’une schématisation sous forme de figures du

phénomène étudié.

126

6.1 LES CAUSES DU SOUFFLAGE MAGNETIQUE DE L'ARC.

L'arc électrique de soudage peut être considéré comme un conducteur flexible, gazeux

constitué d'un flux d'électrons circulant entre l'électrode et la pièce à souder. Le soufflage

magnétique de l'arc est donc le résultat de l'interaction de deux ou plusieurs champs

magnétiques et/ou courants électriques.

Les origines de ces champs magnétiques peuvent être divisées en deux classes : les

champs magnétiques créés par le courant de soudage lui-même et les champs magnétiques

résiduels qui existaient dans la pièce à souder.

6.1.1 SOUFFLAGE DE L'ARC PAR LES CHAMPS MAGNETIQUES DU COURANT DE SOUDAGE.

Lorsqu'un courant électrique traverse un conducteur, il se crée autour de celui-ci un

champ magnétique. Dans tout plan perpendiculaire à ce conducteur, les lignes de forces sont

disposées concentriquement autour de celui-ci (figure 6.1.).

Figure 6.1. : Représentation schématique de la disposition et de l'intensité des lignes de force

magnétique dans un plan perpendiculaire à un conducteur parcouru par un courant continu.

Le sens des lignes de force est donné par la règle du tire-bouchon et leur densité est

inversement proportionnelle à leur distance du conducteur. Ce champ magnétique auto-induit

entoure l'arc et exerce sur celui-ci une force de constriction de tout côté, ce qui stabilise la

colonne de plasma de l'arc.

Tant que ce champ magnétique est symétrique, la force dans chaque sens est

contrebalancée par une autre dans le sens opposé et de même intensité. La résultante des

forces est nulle, l'arc est en équilibre et ne présente pas de déflexion.

127

Dispositif expérimental

Dans cette partie, l'étude pratique que j’ai menée consiste à mesurer la force qui

s'exerce sur l'arc sous différentes conditions de soudage, et ceci par mesure de la densité

magnétique au voisinage de l'arc.

La difficulté majeure est que la mesure de cette induction magnétique par une sonde à

effet Hall au voisinage d'un arc de quelques milliers de degrés est impossible. Pour cela, l'arc

est simulé par une électrode de diamètre 3,2 mm en acier inoxydable non magnétique, pour ne

pas influencer le champ de l'arc et pour mieux simuler la colonne de plasma d'arc.

Cette électrode est soudée au centre d'une pièce ferromagnétique (Fig 6.2). Un

générateur de courant M 530-6000 A de très basse tension est utilisé comme source d'énergie.

Tous les essais sont réalisés avec une intensité de courant de soudage de 100 A.

La mesure du courant I est réalisée par la pince multifonctions MX 1200 S. l'induction

magnétique B est mesurée par le Teslamètre 4048 E. Une série de mesure est relevée à des

distances r de 3, 6, 9 et 12 mm de l'axe de l'électrode des deux côtés et à une hauteur de 4 mm

de la surface de la pièce; ce qui correspond à peu près au centre d'un arc de longueur

L = 10 mm si on considère un bain de fusion de 2 mm de profondeur.

La force de la place F = I.B.L. qui s'exerce sur l'arc est la différence des deux forces

Fd qui souffle l'arc vers la droite et Fg qui souffle l'arc vers la gauche.

La figure 6.2. Schématise le dispositif expérimental utilisé pour cette série d’essais.

Figure 6.2. : Schéma de principe de mesure de la force du soufflage de l'arc simulé par une

électrode.

Pour se faire une référence des forces Fg et Fd qui s'exercent sur l'arc en équilibre et

loin de toute influence magnétique, une série de mesures de ces forces à une hauteur de 400

mm au-dessus de la pièce est présentée sur le graphique 6.1.

128

D'après ce graphique, on peut voir que dans la zone de l'arc-électrode c'est-à-dire à une

distance de 3 mm de part et d'autre de l'axe de l'arc, s'exerce une force Fg de l'ordre de

500.10-5

N vers la gauche et une force Fd de l'ordre de 500.10-5

N vers la droite. L'arc est en

équilibre. Malheureusement, les conditions réelles de soudage sont loin de satisfaire la

symétrie du champ magnétique de l'arc et par conséquent des forces Fg et Fd appliquées sur

celui-ci ne s'annulent pas. Plusieurs causes sont à l'origine de la perturbation de cette symétrie,

et par conséquent l'arc est soufflé.

6.1.1.1 Soufflage de l'arc par un courant additionnel.

Dans le procédé de soudage arc submergé avec multi-électrodes, une déflexion des

colonnes des arcs est causée par l'interaction des champs magnétiques associés aux courants

des différentes électrodes. La figure 6.3 montre le comportement de deux arcs voisins en

fonction de la polarité des deux électrodes.

0

100

200

300

400

500

600

-15 -10 -5 0 5 10 15

Fg e

t Fd

(e

n 1

0-5

N)

distance de l'axe de l'arc: r(mm)

EQUILIBRE DES FORCES APPLIQUEES DE APRT ET D'AUTRE D'UN ARC PAR L'EFFET DE CENTRER

L'ARC AU MILIEU DE LA PIECE ET DE REPARTIR LA MASSE SUR LES DEUX COTES

Graphique 6.1

Fg (mg)

Fd (mg)

Schéma expérimental

129

(a) (b)

Figure 6.3. : Réactions des champs magnétiques de deux arcs voisins.

a) deux arcs de même polarité; les champs magnétiques s'opposent et

les arcs sont soufflés vers l'intérieur

b) deux arcs de polarités différentes; les champs magnétiques

s'additionnent et les arcs sont soufflés vers l'extérieur

Une autre origine du soufflage de l'arc de soudage par un courant additionnel est celui

du procédé TIG dit à fil chaud. En effet, pour augmenter le rendement du procédé TIG

conventionnel, on utilise une source de courant auxiliaire pour chauffer le fil du métal

d'apport par un courant circulant entre le tube de contact et le bain de fusion, figure 6.4.

Figure 6.4. : Schéma typique du procédé TIG avec fil de métal d'apport chaud

Produisant un soufflage de l'arc par le courant du fil de métal d'apport.

La tension de la source auxiliaire est maintenue suffisamment basse pour éviter

l'établissement d'un arc entre le fil et le bain de fusion. Un champ magnétique transversal est

ainsi appliqué à l'arc TIG ce qui provoque sa déflexion.

130

6.1.1.2 Soufflage de l'arc par une variation géométrique de la pièce à souder.

Parmi les facteurs du soufflage de l’arc les plus souvent rapportés par les soudeurs est

celui d’une variation géométrique importante de la pièce à souder.

Dans la technique de soudage, cet effet se produit lorsque la pièce à souder présente

une variation d’épaisseur au voisinage de l’arc ou en soudant dans un coin et lors du soudage

des cordons d'angle en général comme celui de la figure 6.5 ci-dessous. L’arc est « aspiré »

par la masse magnétique constituée par la pièce verticale. L’arc fera un angle α2 et pas α1 ce

qui cause une morsure de la pièce verticale.

Fig 6.5 Soufflage de l’arc vers la pièce verticale

Le dispositif expérimental de la figure 6.2 ( reproduit sur le graphique 6.2) a permis de mettre

en évidence qualitativement et quantitativement ce cas de soufflage de l’arc par le

déséquilibre des forces magnétiques mesurées de part et d’autre de l’arc lors du soudage d’un

cordon d’angle.

Le graphique 6.2 montre les mesures des forces Fd (Force vers la droite) et Fg (Force vers la

gauche) exercées sur l'arc en simulant l'exécution d'un cordon d'angle.

Au voisinage de l'arc c'est-à-dire à 3 mm de son axe, la force Fg est bien supérieure à

la force Fd, et tendrait à souffler l'arc vers la pièce qui forme l'angle droit.

131

Interprétation physique du résultat expérimental du graphique 6.2

Si le conducteur (l'arc) est proche d'une masse ferromagnétique, le champ magnétique

du conducteur ou de l'arc se ferme dans cette masse et les lignes de force cessent d'être

circulaires et concentriques. Les lignes de force trouvent, en effet, dans la masse

ferromagnétique, un passage plus aisé; elles se déforment selon le schéma de la figure 6.5.a.

Figure 6.5.a. :

Influence d'une masse métallique sur

le champ magnétique produit par un

courant électrique.

Figure 6.5.b. :

Déviation d’un arc éclaté entre deux électrodes

due à la présence d’une masse ferromagnétique

qui a provoqué une déformation du champ

magnétique.

132

Le centre magnétique du système c'est-à-dire le point où tous les efforts magnétiques

sont équilibrés n'est donc plus au droit de l'axe du conducteur, en A, mais bien en un point B

situé dans la masse. Le conducteur est donc soumis à un effort magnétique dirigé de A vers B.

Etant donné que l'arc électrique de soudage est un conducteur gazeux infiniment souple, cet

effort tendrait à l'incurver de A vers B. Si au point A, le conducteur était interrompu de

manière à y jaillir un arc, la présence d'une pièce ferromagnétique d'un côté exercerait sur cet

arc une attraction et l'arc serait soufflé de A vers B (figure 6.5.b.).

6.1.1.3 Soufflage de l'arc par l'inclinaison de l'électrode.

Lorsque l’électrode n’est pas perpendiculaire à la pièce et fait un angle aigu, l’arc est

soufflé vers l’angle obtus comme le montre la figure 6.6 a.

Figure 6.6.a. : Soufflage magnétique de l’arc dû à l’inclinaison de l’électrode.

Quel que soit le sens du courant, il se produira un soufflage magnétique de l’arc vers

l’extérieur de l’angle aigu.

Pour mettre en évidence la dissymétrie du champ magnétique dans la zone de l’arc par

l’effet de l’inclinaison de l’électrode, et qui est à l’origine des forces magnétiques qui

soufflent l’arc, des essais ont été réalisés.

Pour tenir compte du seul effet de l’inclinaison de l’électrode, il faut le découplé de

l’effet du courant de retour vers la masse et d’un éventuel effet de la quantité de matière

ferromagnétique de part et de l’autre de l’arc. Pour cela, la pièce a été alimentée des deux

côtés, et l’électrode simulant l’arc est soudée au centre de la pièce. La répartition mesurée des

forces magnétiques de part et d’autre de l’arc est présentée sur le graphique 6.3 ci-dessous.

133

Interprétation des résultats de mesure

Lorsque le conducteur de courant n'est pas rectiligne, l'arc est soufflé. En effet, si on

trace en divers points d'un conducteur coudé des plans perpendiculaires à celui-ci

(représentant les lignes de force magnétique circulaire autour du conducteur), on constate qu'il

existe à l'intérieur de l'angle aigu, une concentration des lignes de force (figure 6.6.a.), tandis

qu'à l'extérieur de cet angle, les lignes de force sont espacées.

Du fait que la force de Laplace est proportionnelle à la densité de l'induction

magnétique donc aux lignes de force par unité de surface, les réactions de ces lignes de force

entre elles se traduisent par une résultante agissant sur la partie courbée du conducteur de

l'intérieur (concentration des lignes de force) vers l'extérieur de l'angle.

0

100

200

300

400

500

600

700

-15 -10 -5 0 5 10 15

Fg e

t Fd

(e

n 1

0-5

N)

distance de l'axe de l'arc : r(mm)

DESEQUILIBRE DES FORCES APPLIQUEES DE PART ET D'AUTRE D'UN ARC PAR LE SEUL EFFET DEL'INCLINAISON DE L'ELECTRODE

Graphique 6.3

Fg

Fd

Figure 6.6 b :

Représentation schématique de la

concentration des lignes de force à

l'intérieur de l'angle.

Figure 6.6 c :

Soufflage magnétique de l'arc

produit par la concentration des

lignes de force dans le coude fermé

par les deux électrodes et l'arc.

134

Si le conducteur est infiniment souple, comme c'est le cas pour l'arc (figure 6.6.c.), il sera

donc soufflé vers l'extérieur de l'angle aigu, c'est-à-dire l'endroit le moins saturé des lignes de

force. Si on transpose le schéma de la figure 6.6.c. dans la technique de la soudure à l'arc, la

branche supérieure du conducteur représentera l'électrode et la branche inférieure représentera

la pièce à souder (figure 6.7).

Il faut noter que pour la figure 6.7 et les suivantes d’interprétation des résultats

expérimentaux, les lignes dorées représentent le plasma de l’arc, les bleues les lignes de

courant, les boucles rouges le champ magnétique et la flèche noire la force de soufflage.

Figure 6.7. : Représentation schématique de la disposition des lignes de force et du soufflage

lorsqu’on incline l’électrode et que la pièce est raccordée aux deux bouts.

La figure 6.7 donne une explication de l’origine magnétique de ce cas de soufflage et

schématise le résultat de mesure représenté sur le graphique 6.3. L’inclinaison de l’électrode

vers la droite crée une concentration de lignes de force dans l’angle aigu. La force Fg est

supérieure à la force Fd ce qui donne une résultante non nulle vers la gauche donc dans le

sens opposé à l’inclinaison de l’électrode.

6.1.1.4 Soufflage de l’arc par la localisation de la masse.

Dans cette étude, on entend par masse, l’extrémité par laquelle la pièce est alimentée

indépendamment de la polarité. C’est le point d’entrée ou de retour du courant de soudage de

ou vers le poste de soudage.

La localisation de la masse été toujours au cœur du sujet de soufflage de l’arc. A chaque fois

que ce phénomène apparait, le seul remède que les soudeurs essayent de l’appliquer est le

changement de la position de la masse. Plusieurs sources de littératures considèrent que la

localisation de la masse est la source principale du soufflage de l’arc.

Pour se rendre compte de l’effet de la masse, une première expérience sera prise comme

référence, consiste à mesurer les forces Fd et Fg qui agissent sur l’arc. Pour cela, la pièce est

alimentée par les deux extrémités pour que le courant de soudage se répartisse de la même

manière de part et d’autre de l’arc. L’électrode est au centre de la pièce.

Les résultats des mesures présentées sur le graphique 6.4 montrent que les résultantes des

actions magnétiques de part et d’autre de l’arc se compensent et celui-ci est stable. On peut

dire que l’arc se trouve en ce moment au “centre magnétique” de la pièce.

135

Interprétation

Dans ce cas de symétrie des courbes du graphique 6.4, on peut expliquer la stabilité de l’arc

en partageant la masse en deux, par une distribution symétrique du champ magnétique crée

par le courant de retour vers la masse dans la pièce. La situation est schématisé sur la figure

6.8 et montre les deux forces égales de sens opposé du aux champs magnétiques égaux du

courant de retour vers la masse.

Figure 6.8. : Représentation schématique des lignes de force et du soufflage lorsque la pièce

est alimentée par ses deux extrémités.

0

100

200

300

400

500

600

-15 -10 -5 0 5 10 15

Fg e

t Fd

(e

n 1

0-5

N)

distance de l'axe de l'arc: r(mm)

EQUILIBRE DES FORCES APPLIQUEES DE APRT ET D'AUTRE D'UN ARC PAR L'EFFET DE CENTRER

L'ARC AU MILIEU DE LA PIECE ET DE REPARTIR LA MASSE SUR LES DEUX COTES

Graphique 6.4

Fg (mg)

Fd (mg)

Schéma expérimental

136

Dans la pratique, en général, lorsqu’on soude, la pièce est alimentée d’un seul côté. Le

courant ainsi circule dans l’électrode et à travers l’arc, il entre dans la pièce et circule vers la

masse.

Les mesures présentées sur le graphique 6.5 montrent qu’une deuxième force Fd due

au champ magnétique du courant dans la pièce s’est ajoutée à la force Fd du champ

magnétique de l’arc, ce qui a rompu l’équilibre des forces Fd et Fg de part et d’autre de l’arc.

L’interprétation de cette situation est donnée dans la figure 6.9 qui schématise les lignes de

force autour de l’électrode et la pièce. On constate l’existence d’un champ magnétique dû au

courant circulant vers la masse, celui-ci ne sera pas compensé par un autre dans le côté

opposé, ce qui aboutit à une concentration des lignes de force du côté de la masse produisant

une force qui souffle l’arc dans le sens opposé à la masse.

137

Figure 6.9: Représentation schématique de la force de soufflage due à la disposition des lignes

de force magnétiques et du courant lorsque la pièce est alimentée par une seule extrémité.

D’après les deux configurations précédentes, on conçoit que le phénomène de soufflage peut

être plus sévère si ces deux causes de soufflage (masse et inclinaison) se superposent. C’est le

cas lorsque l’électrode est inclinée du côté de la masse (figure 6.10).

Le résultat d’essai dans cette disposition est présenté sur le graphique 6.6. On constate que

effectivement la force Fd est de plus en plus intense et que le déséquilibre des forces Fd et Fg

de part et d’autre de l’arc s’est amplifié.

138

La figure 6.10 est une schématisation pour expliquer l’intensification du soufflage. Cette

augmentation est le résultat d’une concentration des lignes de force à l’intérieur de l’angle

aigu. Cette concentration est due à la superposition de trois champs magnétiques : celui de

l’arc, celui du courant dans la pièce vers la masse et celui dû à l’inclinaison de l’électrode.

Figure 6.10. : Représentation schématique de la disposition des lignes de force magnétique et

du soufflage magnétique lorsque l’électrode est inclinée vers la masse.

Si au contraire, l’électrode est inclinée à droite (dans le sens opposé à la masse) (figure

6.11), une réaction magnétique dirigée vers la droite se produit dans l’angle compris entre

l’arc et la pièce due à la masse, tandis qu’une réaction inverse se produit dans l’angle compris

entre l’électrode et l’arc due à l’inclinaison de l’électrode. Ces deux réactions peuvent

s’annuler. Le graphique 6.7 ci-dessous de l’essai expérimental dans cette configuration

montre un certain équilibre des forces exercées de part et d’autre de l’arc grâce à l’effet de

l’inclinaison de l’électrode qui annule celui de la masse.

139

La figure 6.11 schématise le résultat de l’essai expérimental du graphique 6.7. L’équilibre des

forces magnétiques dans cette configuration est le produit de l’action de la concentration des

lignes de force par inclinaison de l’électrode qui s’oppose à l’effet des lignes de forces du

courant dans la pièce vers la masse.

Figure 6.11. : Représentation schématique de la disposition des lignes de force équilibrées

lorsque l’électrode est inclinée dans le sens opposé à la masse.

140

On peut donc conclure que parfois, lorsque le soufflage de l’arc est modéré, il peut être

compensé par une inclinaison de l’électrode dans le sens du soufflage. Ceci explique la

réaction des soudeurs confrontés au problème du soufflage magnétique de l’arc, qui pour le

contourner, essayent d’incliner leur électrode dans un sens ou dans l’autre. Les mesures

réelles ont confirmés cette constatation, le graphique 6.7 montre qu’une inclinaison de

l’électrode d’un angle de 60° dans le sens opposé à la masse a presque compensé le soufflage

dû à la masse. Les forces Fd et Fg agissant de part et d’autre de l’arc sont presque équilibrées.

6.1.1.5 Soufflage de l’arc par l’effet de la largeur de la pièce

Au cours des essais de mesures de la force de déflexion due à la localisation de la masse, donc

au courant du retour dans la pièce vers la masse, une différence significative a été remarquée

entre deux série de mesures sur deux pièces. La seule différence entre ces deux essaie était

les dimensions perpendiculaires au trajet du courant vers la masse des deux pièces.

En effet une série de mesure a été réalisée sur une pièce de 400 x 200 x 200 mm3

(graphique

6.8), et l’autre série de mesure sur une pièce 50 x 200 x200 mm3

(graphique 6.9).

141

Les graphiques 6.8 et 6.9 montre les mesures réelles des force magnétique au voisinage d’un

arc sur une pièce large et sur une pièce étroite. On remarque qu’au voisinage de l’arc, les

forces magnétiques qui lui sont appliquées sont fortement affectées par la circulation des

lignes de courant, considérés presque comme rectilignes, sur une pièce étroite.

La conclusion est que la sévérité du soufflage de l’arc par l’effet de la position de la

masse est influencée par la largeur de la pièce sur laquelle seront réparties les lignes de

courant depuis l’électrode jusqu'à la masse.

La figure ci-dessous montre une répartition typique des lignes de courant dans une pièce large

et une pièce étroite [1]

Distribution typique des lignes de courant dans une pièce large et une pièce étroite [1].

142

On peut voir sur cette figure qu’avec une large pièce les lignes de courant circulent dans

toutes les directions alors qu’avec une pièce étroite ces lignes sont presque rectilignes et sont

très serrées.au voisinage de l’arc, elles produisent donc un champ magnétique plus intense. Le

soufflage de l’arc est plus sévères.

6.1.1.6 Soufflage de l’arc par répartition inégale de la matière ferromagnétique autour de l’arc.

En faisant les essais précédents de l’influence de la position de la masse, on a constaté

que même lorsque la masse est partagée des deux côtés, il y a toujours un déséquilibre des

forces qui ne s’annule que lorsque l’électrode assimilant l’arc est au milieu de la pièce.

Autrement dit, c’est qu’il y a une autre origine du soufflage de l’arc en plus de la position de

la masse, qui ne peut être que la quantité de matière magnétique de part et d’autre de l’arc.

Pour confirmer cette constatation, un essai est réalisé avec une pièce alimentée par ses

deux extrémités sans que l’électrode ne soit au centre de celle-ci mais bien décalée à gauche

de façon que la quantité de matière ferromagnétique à gauche de l’arc soit inférieure à celle à

droite de l’arc (figure 6.12).

Les mesures expérimentales présentées sur le graphique 6.10 montrent que la force Fd

appliquée sur l'arc vers la droite est plus intense que la force Fg vers la gauche.

L'arc est dons soumis à une force vers la droite, donc vers le côté où il y a plus de matière

ferromagnétique. On peut déduire donc qu’à priori, la seule localisation de la masse

n’explique pas tout comme généralement admis par les soudeurs.

143

La figure 6.12 ci-dessous est une tentative d’explication de l’effet de la quantité de matière

magnétique sur la répartition des lignes de force magnétique dans l’ensemble du système.

Figure 6.12. : Représentation schématique de la dissymétrie du champ magnétique due à

l’inégale répartition de matière ferromagnétique autour de l’arc.

On constate donc que la longueur de la pièce à droite favorise la répartition des

lignes de force sur une grande surface, alors que du côté le plus court, les lignes sont plus

serrées. La densité magnétique est donc plus importante du côté gauche, ce qui souffle l’arc

vers le côté le plus long de la pièce.

Cette constatation a été la base sur laquelle je me suis appuyé pour trouver l’explication la

plus plausible du soufflage sévère de l’arc au début et à la fin du cordon rapporté par les

soudeurs. En effet, les témoignages des soudeurs dans l’enquête que j’ai réalisé au début de

cette étude auprès des soudeurs confronté au phénomène de soufflage de l’arc dans plusieurs

grandes entreprises en Belgique, affirment que le soufflage le plus sévère est celui qui se

produit au début et à la fin du cordon.

Il est apparu donc nécessaire de continuer une série d’essais, au début, à la fin et tout au long

du chanfrein, afin de séparer les différentes causes de soufflage de l’arc pour pouvoir

quantifier chaque facteur et déterminer son poids relatif.

A : Soufflage de l’arc au commencement et à la fin du cordon.

C’est le cas du soufflage magnétique de l’arc le plus connu et le plus intense.

Supposons que l’on soude bout à bout deux tôles que l’on suppose alimentées uniformément

en tous points pour exclure l’effet de la masse et conserver seulement l’effet de la quantité de

matière magnétique du part et de l’autre de l’arc.

144

Les mesures expérimentales des forces appliquées de part et d’autre de l’arc au

commencement du cordon, avec alimentation des tôles par les deux extrémités, sont

présentées sur le graphique 6.11

Ce résultat expérimental peut être interprété de la façon suivante : Au commencement de la

soudure, les lignes de force sont obligées de passer entre l’électrode-arc et le bord de la pièce

(figure 6.13.), ce qui provoque leur concentration, tandis que de l’autre côté de l’électrode-

arc, le reste de la tôle favorise leur dispersion. L’arc est donc chassé de gauche à droite.

Figure 6.13. :

Représentation schématique de la

dissymétrie du champ magnétique créée

par la présence de la soudure dans le

chanfrein au commencement du cordon.

Figure 6.14. :

Représentation schématique de la

dissymétrie du champ magnétique créé

par la concentration des lignes de force

dans la partie encore disponible du

chanfrein.

145

De l’autre extrémité du cordon, le phénomène s’inverse et devient plus intense par

suite de la présence de l’entrefer (figure 6.14.).

Figure 6.15. : Resserrement des lignes de force magnétique au début et à la fin du cordon

Pour mieux évaluer et comparer l’importance du soufflage de l’arc par la localisation

de la masse et par la répartition de la matière ferromagnétique, deux autres essais ont été

réalisés.

Dans un premier essai, les tôles sont alimentées d’un seul côté, celui du

commencement du cordon. Les mesures expérimentales présentées sur le graphique 6.11a

montrent l’amplification de la force de déflexion de l’arc vers la droite.

Graphique 6.11a

Cette intensification du soufflage peut être interprétée par le fait que le champ magnétique

créé par le courant de retour vers la masse se superpose à la concentration des lignes de

champ au commencement du cordon comme le montre la figure 6.16a ci-dessous.

146

Le deuxième essai consiste à alimenter les tôles du côté opposé du début du cordon (figure

6.16.b). Les mesures expérimentales sont présentées sur le graphique 6.13

Graphique 6.11b

On peut dire donc, que les lignes de force du champ magnétique créé par le courant de retour

dans la pièce vers la masse réduit l’écart entre Fd à gauche et Fg à droite de l’arc comme le

montre la répartition de ces lignes sur la figure 6.16b ci-dessus.

En comparant les graphiques 6.11, 6.11a et 6.11b, on constate que l’influence de la

localisation de la masse existe et réelle. Il intensifie ou réduit le soufflage de l’arc, mais ne

peut pas l’annuler car même si la masse est connectée de façon à réduire le soufflage de l’arc

(graphique 6.11b), cette réduction reste limitée et ne dépasse pas les 30% de la force

magnétique totale de la déflexion de l’arc.

Figure 6.16.a. : Masse connectée au

début du cordon. Le champ

magnétique du courant de la masse

renforce le soufflage de l’arc au

commencement du cordon

commencement du cordon.

Figure 6.16.b. : Masse connectée à la fin

du cordon. Le champ magnétique du

courant de la masse réduit le soufflage de

l’arc au commencement du cordon.

147

Il est apparu donc nécessaire de continuer les essais et d’imaginer un autre dispositif

expérimental permettant d’une part de simuler au mieux les conditions réelles d’exécution

d’un cordon de soudure pas seulement au début, mais sur toute sa longueur, et d’autre part de

pouvoir découpler l’effet de la masse à celui de la matière magnétique.

B : Soufflage de l’arc sur toute la longueur du chanfrein

Comme le montre la figure 6.15., l’arc est soufflé vers la droite au début du cordon et

à gauche à la fin du cordon. Entre ces deux positions extrêmes, l’arc passe par une série de

position et la force magnétique change de sens en un point donné. En plus, les mesures

expérimentales des graphiques 6.11, 6.11a et 6.11b sont réalisées seulement au

commencement du cordon.

Afin de mieux comprendre le comportement de l’arc sur toute la longueur du cordon et

pendant tout le processus de soudage, d’autres types d’essais ont été nécessaires. Le but de ces

essais est la détermination de l’intensité et du sens des forces magnétiques appliquées à l’arc

durant tout le processus de soudage et sur toute la longueur du cordon.

Pour ce faire, un montage a été imaginé pour simuler les différentes conditions de

soudage rencontrées en pratique. Par le biais de ce montage, il est possible de déterminer la

direction et la magnitude relative de la résultante des forces magnétiques produites par les

champs magnétiques entourant l’arc et de suivre son comportement le long du cordon.

La figure 6.17 montre le montage utilisé pour la mesure de la variation des forces

magnétiques appliquées à l’arc, en fonction de la variation des conditions de soudage. L’arc

est toujours simulé par une électrode en acier inoxydable de diamètre 3,2 mm montée

verticalement sur deux bras pour les connections de câbles d’alimentation au courant du poste

de soudage. Les pièces sont deux tôles de 200 x 150 x 20 mm, usinées sur toute leur longueur

pour former un chanfrein en V.

Figure 6.17. : Méthode de mesure de la variation de la force magnétique due à la répartition

de la matière ferromagnétique autour de l’arc.

148

L’électrode simulant l’arc passe de part et d’autre des pièces à travers l’entrefer entre

les deux demis V qui constituent le chanfrein. Les deux pièces reposent sur deux blocs en

bois, permettant ainsi une isolation magnétique et un libre déplacement de l’électrode le long

du chanfrein.

Le courant circule dans l’électrode de bas en haut et ne circule pas donc dans la pièce, ainsi ce

montage permet d’éliminer les forces magnétiques produites par la masse, ce qui permet de

mesurer seulement les variations des forces magnétiques résultant de la variation de la

quantité de matière ferromagnétique autour de l’arc au fur et à mesure que l’arc avance de

gauche à droite. L’intensité de courant est toujours de 100 A. Les essais consistent toujours à

mesurer en chaque point le long du chanfrein, la différence des forces Fd et Fg agissant sur

l’arc à une distance de 3 mm de l’axe de l’électrode-arc. Sur les graphiques, cette force

résultante F=Fd-Fg=IBLarc sera représentée par l’induction magnétique B (en Gauss) en

fonction de la longueur L (en cm) de la pièce parcourue le long du chanfrein de gauche à

droite.

Le montage de la figure 6.17 est utilisé tel qu'il est pour obtenir le graphique 6.12.

La force indiquée à chaque point du graphique 6.12 correspond à la force magnétique

appliquée sur l’arc quand celui-ci est amorcé en ce point il n'y a pas de pont ou de shunte

magnétique formé par du métal déposé. L’influence de la force magnétique due au courant de

retour vers la masse est exclue. On peut dire que c’est une mesure de la variation de la force

magnétique à vide. Les résultats des mesures sont représentés sur le graphique 6.12 pour un

chanfrein en V de 30° et un chanfrein en V de 60°.

Graphique 6.12

-25

-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

25

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

B(G

au

ss)

L(cm)

VARIATION DE LA FORCE MAGNETIQUE SUR L'ARC EN FONCTION DE SA POSITION LE LONG DU CHANFREIN

Graphique 6.14

CHANFREIN EN V(30°)

CHANFREIN EN V(60°)

149

La première caractéristique de ces courbes, est que la force magnétique agissant sur

l’arc amorcé dans un chanfrein en V d’ouverture 30° est plus intense que celle d’un chanfrein

de 60°. On peut l’expliquer par le fait que le chanfrein d’ouverture de 60° présente un entrefer

plus large ce qui pousse les lignes de forces ailleurs.

La deuxième caractéristique de ce graphique et qui est la plus importante est que la

force sur l’électrode-arc est proportionnelle à la différence de la réluctance des chemins

magnétiques des deux côtés de l’électrode-arc.

Lorsque l’électrode passe par le centre des pièces, la force magnétique est nulle

puisque le chemin magnétique des deux côtés de l’électrode-arc est le même, ils contiennent

la même quantité de matière ferromagnétique et la même longueur et largeur de l'entrefer,

donc même réluctance.

A 1 cm du centre des pièces, il y a 2 cm de plus de métal d'un côté et 2 cm de plus

d'entrefer de l'autre côté. A 2 cm du centre, il y a 4 cm de plus d’un côté que de l’autre et la

force est approximativement deux fois plus grande qu’à 1 cm du centre des pièces.

La force est toujours dirigée vers le côté le plus long de la pièce, donc vers le meilleur

chemin magnétique. La figure 6.17a, montre le sens du soufflage et la répartition des lignes

de force magnétique au début, au milieu et à la fin du cordon selon les mesures du graphique

6.12.

Fig 6.17.a -Traduction des mesures expérimentales du graphique 6.12 sur le sens de soufflage

de l’arc et la répartition des lignes de force magnétique.

150

Simulation de la première passe de soudure.

Pour reproduire au plus près possible les conditions réelles de soudage et les variations

correspondantes des forces magnétiques et en tenant compte des séquences de soudage, on a

procédé de la manière suivante.

Un barreau de même métal que les pièces a été usiné. Il a la même forme que le chanfrein

pour épouser au mieux l'entrefer afin de simuler le métal déposé au cours de la première

passe. Ce barreau est introduit dans le chanfrein et il avance au fur et à mesure que

l’électrode-arc avance de gauche à droite. Une distance de 10 mm entre l’extrémité du barreau

dans le chanfrein et l’axe de l’électrode-arc est maintenue. Cette distance ou cet entrefer

correspond à la quantité de métal fondu dans le bain de fusion et à la quantité de métal déposé

dont la température est encore supérieure à la température de curie, donc qui n’a pas encore

retrouvé ses propriétés magnétiques (figure 6.18.).

Figure 6.18. : Simulation de la première passe de soudure.

Le graphique 6.13 illustre la variation de la force magnétique sur l’arc pendant la

première passe sur toute la longueur du chanfrein de gauche à droite. Dès que le barreau entre

dans le chanfrein, ou dès que le métal déposé pendant le soudage se refroidit, la force

magnétique change subitement de sens et souffle l’arc dans le sens opposé à la direction du

soudage.

151

Graphique 6.13

Le changement radical de la force appliquée sur l’arc pendant la première passe, peut

être expliqué par le fait que le métal déposé constitue un meilleur conducteur pour le champ

magnétique que l’air de l'entrefer : Le métal déposé refroidie retrouve ses propriétés

magnétiques et absorbe les lignes de force dans la masse de la pièce. De l’autre côté,

l’entrefer du chanfrein fait apparaitre un champ magnétique de fuite qui exerce une force de

soufflage vers le côté déjà soudé. Ce changement brusque de sens du soufflage de l’arc

apparaît à peu près à 1,5 cm de l’extrémité de la pièce c’est-à-dire après avoir introduit le

barreau dans le chanfrein de 0,5 cm, ce qui représente une action équivalente à environ 18,5

cm d’entrefer dans l’autre côté de l’électrode-arc.

Un tel changement rapide de sens du soufflage de l’arc sur une petite longueur au début du

cordon passe inaperçu pendant le processus de soudage réel. L'entrefer est rapidement fermé

par le métal déposé sur une longueur suffisante pour neutraliser partiellement ou inverser le

sens du soufflage magnétique de l’arc de soudage.

Simulation de la deuxième passe de soudure.

Pour étudier la variation de la force magnétique sur l’arc au cours de la deuxième

passe et les suivantes, il a été procédé comme suit :

- Le premier barreau simulant la première passe est placé dans le chanfrein, 4 mm à droite de

l’axe de l’électrode-arc. Ces 4 mm représentent la quantité de métal déposé au cours de la

première passe et dont la température est supérieure à la température de curie.

-50

-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

G (

Ga

uss

)

L (cm)

VARIATION DE LA FORCE MAGNETIQUE SUR L'ARC EN SIMULANT LA PREMIERE PASSE PAR UN BARREAU INTRODUIT DANS LE CHANFREIN

Graphique 6.15

CHANFREIN EN V(30°) PREMIERE PASSE

CHANFREIN EN V(60°) PREMIERE PASSE

152

- Un deuxième barreau de section plus importante pour simuler le métal déposé par la

première passe et le métal qui se dépose pendant la deuxième passe. Ce barreau est introduit

10 mm à gauche de l’axe de l’électrode-arc car la grande partie de la zone à haute température

se situe derrière l’arc.

Au fur et à mesure que le barreau 2, simulant la première et la deuxième passe,

avance de gauche à droite, le barreau 1 simulant la première passe recule (figure 6.19).

Figure 6.19. : Simulation de l’exécution de la deuxième passe de soudure.

L’étude expérimentale consiste à relever la différence de la densité magnétique 3 mm

à gauche et à droite de l’axe de l’électrode-arc en fonction de l’avancement du deuxième

barreau de gauche à droite sur toute la longueur L du chanfrein.

Le graphique 6.14 illustre la variation de la force magnétique sur l’arc par le biais de la

variation de la densité du champ magnétique autour de l’électrode-arc pour un chanfrein en V

de 60°.

153

Graphique 6.14

La courbe indique une intense force aux deux extrémités du cordon, alors qu’au long

de la pièce, la force est modérée ou faible. Les lignes de force se repoussent entre elles, mais

elles tendent toujours à prendre, ne pas le chemin le plus court, mais bien le chemin le plus

facile pour elles. Puisque leur passage à travers un matériau magnétique et plusieurs fois plus

facile qu’à travers l’air (ou le métal fondu), la majorité de ces lignes de force passent dans le

métal déposé pendant la première passe jouant le rôle d’un court-circuit magnétique. Dans le

cas où à un côté de l’arc le chemin est difficile (de l’air dans le chanfrein), la majorité des

lignes de force prennent le chemin le plus court entre les deux bords du chanfrein en V, donc

les lignes de forces vont se serrer de plus en plus au voisinage de l’électrode-arc. C’est ce

phénomène qui peut expliquer l’intensification de la force magnétique aux deux extrémités du

cordon pendant la séquence de la première passe et surtout à la fin de la deuxième passe. D’un

côté il ne reste que peu de chanfrein donc, presque toutes les lignes de force se serrent au

voisinage de l’électrode-arc, et de l’autre côté, le métal déposé et refroidit, constitue un bon

chemin magnétique qui “ absorbe ” les lignes de force, et elles passent à travers le cordon loin

de l’arc (figure 6.20.). Le résultat est que le champ magnétique agissant sur l’arc est de plus

en plus intense du côté du chemin le plus mauvais magnétiquement. Etant donné que

seulement les lignes de forces qui passent à travers l’arc sont efficaces dans la production de

la force magnétique, le déséquilibre sera plus profond entre les forces de part et d’autre de

l’arc.

La résultante est une puissante force de gauche à droite donc dirigée vers le meilleur chemin

magnétique constitué par le métal déposé et refroidie. (figure 6.20 ci-dessous).

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

B (G

auss

)

L (cm)

VARIATION DE LA FORCE MAGNETIQUE SUR L'ARC EN SIMULANT LA SECONDE PASSE ET LES SUIVANTES Graphique 6.16

CHANFREN EN V (60°) DEUXIEME PASSE ET LES

SUIVANTES

154

Figure 6.20. : Distribution des lignes de force au milieu et à la fin du cordon.

(soudage de droite vers la gauche)

Le graphique 6.15 montre une comparaison des variations de la force

magnétique sur l’arc sur toute la longueur du chanfrein en V de 30°, à vide (comme si on

amorce l’arc à chaque point le long du chanfrein) et pendant l’exécution de la première passe.

A la fin du cordon, la force magnétique qui souffle l’arc de droite à gauche

pendant la première passe est presque le double de celle exercée sur l’arc à vide.

Graphique 6.15

-50

-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

B (

Gau

ss)

L (cm)

VARIATION DE LA FORCE MAGNETIQUE SUR L'ARC A VIDE ET EN DEPOSANT DU METAL DANS LE CHANFREIN EN V DE 30°

Graphique 6.17

CHANFREN EN V(30°) (A VIDE)

CHANFREIN EN V(30°) PREMIERE PASSE

155

Le graphique 6.16 illustre presque toutes les variations des forces magnétiques qui s’exercent

sur l’arc pendant toutes les séquences de soudure. Au cours de la deuxième passe et les

suivantes, la force magnétique chute sur toute la longueur de la pièce car les lignes de forces

magnétiques sont shuntées par le métal déposé au cours de la première passe alors qu’aux

extrémités et surtout à la fin du cordon, la force magnétique enregistre sa plus haute intensité

(figure 6.20).

Graphique 6.16

En connexion avec les forces magnétiques agissant sur l’arc comme s’est

montré sur les graphiques précédents, il est clair qu’il n’y a pas une corrélation précise qui lie

les mesures réalisées de l’intensité de ces forces magnétiques avec les conditions réelles du

soufflage magnétique de l’arc.

La valeur de ces informations réside essentiellement dans l’explication des

variations de directions et de magnitude relatives des forces magnétiques produites par les

courants circulants dans l’électrode, dans l’arc et dans les pièces vers la masse, et aussi par la

répartition de la matière ferromagnétique autour de l’arc.

Ces forces magnétiques mesurées sont une fonction de l’intensité de courant

utilisé en soudage. Avec les mêmes arrangements magnétiques et les mêmes conditions

pratiques de soudage, il est possible d’obtenir un intense soufflage de l’arc avec des courants

de soudage plus importants.

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

B (

Gau

ss)

L (cm)

VARIATION DE LA FORCE MAGNETIQUE SUR L'ARC A VIDE, PENDANT LA PREMIERE PASSE ET LES SUIVANTES

Graphique 6.18

CHANFREIN EN V(60°) (A VIDE)

CHANFREIN EN V(60°) PREMIERE PASSE

CHANFREIN EN V(60°) DEUXIEME PASSE ET LES SUIVANTES

156

C : Détermination de l’importance relative du soufflage de l’arc par le courant

de retour à la masse et par la quantité de matière ferromagnétique autour de

l’arc.

Autres mesures de la force magnétique résultant de la position de la masse.

En comparant les résultats des mesures représentées sur les graphiques 6.11,

6.11a et 6.11b, on montre que la force magnétique causée par le changement de direction du

courant, en entrant par l’arc dans la pièce pour circuler vers la connexion de la masse, donc de

la localisation de la masse, ne dépasse pas les 30% de la force magnétique maximale causée

par la répartition de la matière magnétique autour de l’arc.

Une deuxième méthode de mesure expérimentale de cette force, en exploitant

les résultats obtenus par la disposition schématisée sur la figure 6.17 et représentée sur le

graphique 6.12 :

Les mêmes pièces de dimension 200 x 150 x 20 ont été utilisées avec un

chanfrein en V de 30°. Les deux pièces sont montées sur deux blocs en bois loin de toute

influence magnétique. Un entrefer de 3,2 mm au niveau de la racine du chanfrein est maintenu

pour avoir les mêmes conditions des mesures représentées sur le graphique 6.12.

La masse est connectée à l’extrémité des deux pièces à gauche donc au

commencement du cordon. Le centre de la pièce a été marqué par une ligne (d)

perpendiculaire à l’axe du joint à 10 cm des deux extrémités comme le montre la figure 6.20b

ci-dessous.

L’expérience consiste à amorcer un arc réel par le procédé TIG. L’intensité de

courant est maintenue comme toujours à 100 A et la longueur de l’arc est de 10 mm. L’arc se

déplace le long du chanfrein de gauche à droite d’une extrémité à l’autre. Le déplacement est

relativement rapide pour ne pas fondre les bords du chanfrein et constituer une shunte ou un

pont magnétique, ce qui fausse la comparaison.

Figure 6.20b. : L’arc ne reprend sa symétrie qu’à une distance d du milieu du cordon.

La déflexion de l’arc vers le centre de la pièce est très apparente et intense au

début du chanfrein. Au fur et à mesure que l’arc se déplace vers le centre de la pièce, cette

déflexion diminue et finie par s’annuler et puis par changer de sens à un point donné. Le point

par lequel la déflexion de l’arc change de sens, est le point auquel la force magnétique

produite par la position de la masse est égale et s’oppose à la force magnétique causée par la

répartition de la matière magnétique autour de l’arc. (notez qu’en absence du courant de la

157

masse, le changement de sens du soufflage se faisait au milieu de la pièce. Voir graphique

6.12).

Cette expérience est répétée plusieurs fois et la distance moyenne du point neutre par

rapport au centre a été mesurée. Ce point neutre est à une distance d= 1,9 cm du centre des

pièces et du côté opposé de la connexion de la masse (fig.6.20b). La force de déflexion en ce

point donnée par la courbe du graphique 6.12, (représentant la force produite par une

répartition inégale de la matière magnétique autour de l’arc), est égale à la force de déflexion

causée par le courant de retour vers la masse et donc par la position de la masse puisque l’une

neutralise l’autre (voir graphique 6.12a ci-dessous).

Or, cette force de déflexion au point neutre correspondant à 1,9 cm du centre est

approximativement 25% de la force de déflexion maximale présentée sur la courbe du

graphique 6.12. Ce point neutre est bien à droite du centre de la pièce c’est-à-dire du côté

opposé à la masse, confirmant que cette force est dirigée vers le sens opposé de la masse.

Graphique6.12a :Valeur de la force magnétique correspondant au décalage d du centre de la

pièce.

d

158

L’importance de ce résultat est de montrer et confirmer que la force

magnétique due à la position de la masse ne dépasse pas les 30% de la force maximale due à

la répartition de la matière magnétique autour de l’arc, alors qu’elle est souvent présentée par

les soudeurs et dans la littérature comme étant l’origine presque unique de tout soufflage

magnétique de l’arc électrique de soudage.

Ce rapport entre les forces agissant sur l’arc peut varier considérablement sous

des conditions différentes mais la position de la masse est d'importance secondaire par rapport

à la répartition de la matière magnétique autour de l'arc. Ceci ne veut pas dire que la position

de la masse doit être négligée. En se basant sur ces mesures, la force magnétique maximale

qui souffle l'arc peut varier entre 70 et 130% suivant que les deux forces se neutralisent ou se

superposent.

Si on se sert de ces essais comme exemple pratique, pendant la première passe,

au commencement du soudage à l'extrémité gauche du chanfrein, le soufflage est dans la

même direction que le soudage sur une courte distance et puis il s'inverse et reste dans ce sens

jusqu'à la fin du cordon. Puisque la force due à la position de la masse agit dans le sens

opposé à la masse, le point idéal de connexion de la masse doit être celui où le soufflage de

l'arc s'inverse. Ainsi, le soufflage sera réduit sur toute la longueur du chanfrein.

En pratique, le point de changement de sens du soufflage n'est pas connu et par

conséquence, et comme règle générale, la meilleure solution est de connecter la masse au

point de commencement de soudage.

Conclusion

Les résultats obtenus lors de cette série d'expérience peuvent se résumer

comme suit :

Les forces magnétiques agissant sur l'arc électrique de soudage et produisant le

phénomène du soufflage magnétique de l'arc sont le résultat d'une dissymétrie du champ

magnétique entourant le chemin de circulation du courant de soudage.

La dissymétrie de ce champ magnétique est causée par deux facteurs :

1. Une dissymétrie de la matière magnétique autour de l'arc. La force résultante

sur l'arc agit vers le meilleur chemin magnétique. Le sens de cette force est indépendant de la

polarité des électrodes. La position du bon chemin magnétique par rapport à l'arc varie au fur

et à mesure que le processus de soudage progresse. Par conséquent, l'intensité et le sens de la

force magnétique varient. Les causes de variation du meilleur chemin magnétique sont :

a) le changement de position de l'arc et de l'électrode par rapport à la

pièce au fur et à mesure que l'opération de soudage avance le long du chanfrein.

b) la quantité du métal d'apport déposée et la vitesse de fermeture de

l'entrefer du chanfrein.

c) la présence autour de l'arc du métal chauffé à une température pour

laquelle il n'est plus magnétique (autour de 770°C).

159

2. La position de la masse : Le changement de direction du courant de soudage

en entrant dans la pièce par l’arc et en sortant par la masse. Il fait un angle presque droit entre

l'électrode verticale et la pièce horizontale pour circuler vers la masse. Le courant de soudage

prend le chemin le plus facile mais pas toujours le plus direct à travers la pièce vers la masse.

Il se distribue presque uniformément sur la largeur de la pièce. La force résultante sur l’arc est

de sens opposé au chemin du courant et elle est indépendante de la polarité. Cette force est de

l’ordre de 25% de la force totale qui pourrait souffler l’arc. Pour déterminer la meilleure

localisation de la connexion de la masse, il est prudent de bien déterminer le chemin réel de

circulation du courant dans la pièce vers la masse. La force la plus intense sur l'arc est causée

par la différence de la réluctance du chemin magnétique autour de l'arc. La position de la

masse est donc d'une importance secondaire, mais peut avoir un effet appréciable dans la

réduction de la force totale appliquée à l'arc.

La force totale appliquée à l'arc peut être inversée en changeant la position de la masse

seulement sous des conditions non sévères quand la réluctance du chemin magnétique autour

de l'arc est presque symétrique. Les forces magnétiques agissant sur l'arc peuvent être réduites

en modifiant le chemin magnétique le long du chanfrein par de la limaille de fer, des pièces

ajoutées aux extrémités du chanfrein, des points de soudure, les séquences de soudage ....

Les conditions qui affectent les forces agissant sur l'arc sont tellement variables et multiples

qu'il n'est pas possible de formuler des recommandations générales pour réduire ces forces.

Néanmoins, ces résultats montrent qu’un autre facteur entre en jeux : C’est la nature et la

géométrie du système de fixation de l’ensemble des pièces pendant l’opération de soudage.

Cette constatation ouvre une piste de solution au niveau de ce système de fixation, qui

constitue un circuit magnétique, diminuant ou renforçant le soufflage de l’arc selon la

disposition opératoire. Il est clair que pour en profiter, une bonne connaissance des lois

d’électromagnétisme par le soudeur s’impose, chose n’est pas toujours évidente.

160

6.1.2 SOUFFLAGE DE L'ARC PAR DES CHAMPS MAGNETIQUES RESIDUELS.

Les champs magnétiques résiduels constituent le deuxième facteur du soufflage de

l’arc électrique de soudage. C’est un facteur extérieur qui n’est pas relié directement à

l’opération de soudage puisque ce magnétisme ne provient pas du courant de soudage mais

d’une origine extérieure. Souvent, les cas de soufflage les plus sévères, sont le produit de ce

magnétisme résiduel.

Comme c'est présenté dans le chapitre 5, les modifications des mouvements des

électrons et l'orientation des aimants élémentaires d'un matériau dans une direction

déterminée constitue une magnétisation de ces matériaux ferromagnétiques.

La suppression des causes de ces modifications n'entraîne pas une annulation de cette

magnétisation. Une induction magnétique subsiste : c'est l'induction rémanente, origine du

magnétisme résiduel dans les matériaux ferromagnétiques qui souffle l'arc de soudage. Un

niveau élevé de magnétisme rémanent est généralement associé aux éléments métalliques

comme le fer, le nickel et le cobalt.

Les aciers dits magnétiquement durs (chapitre 5) retiennent la plus grande quantité de

magnétisme rémanent. Ils sont souvent l'origine d'un soufflage sévère de l'arc de soudage.

6.1.2.1 Origine du magnétisme rémanent.

L'origine du magnétisme résiduel dans les pièces à souder est variable et multiple. Elle

dépend fort de "l'historique" souvent inconnu de l'acier de cette pièce. La difficulté de réaliser

une étude précise réside dans le fait que toute intervention même semble-t-il insignifiante

modifie la répartition du magnétisme en valeur et/ou en signe.

a) Soudage et préparation des pièces.

L'opération de soudage elle-même introduit une quantité de magnétisme rémanent. Ce

magnétisme peut souffler l'arc de soudage dans une opération de soudage postérieure. Le

tableau 4.1 montre des mesures des champs résiduels au début, au milieu et à la fin sur la

surface extérieure d'un cordon longitudinal d'un tube après son soudage de l'intérieur par le

procédé MIG [2].

POSITION DE MESURES

Dans le chanfrein du tube,

côté du début du cordon

Au milieu du chanfrein du

tube

Dans le chanfrein du tube, du

côté de la fin du cordon

Magnétisme résiduel en

Gauss

65

78

94

Tableau 6.1. : Magnétisme résiduel sur la surface extérieure d'un cordon longitudinal d'un

tube soudé de l'intérieur par le procédé MIG [2].

161

Ces champs résiduels résultent de l'alignement des domaines magnétiques dans le

chanfrein du tube avec la direction du champ magnétique produit durant l'opération de

soudage.

La température produite par le soudage est suffisante pour détruire cet alignement dans

quelques régions, mais dans d'autres régions, l'énergie thermique provoque un mouvement des

domaines magnétiques en les alignant avec le champ magnétique présent (chapitre 3).

De la même manière, l'opération de gougeage qui consiste à éliminer totalement ou

partiellement une ancienne soudure par un arc avec de l'air comprimé pour la réparation des

pièces soudées, entraîne une magnétisation rémanente. Toute autre opération de préparation

des pièces afin de les souder peut introduire du magnétisme rémanent. Ainsi, l'usinage, le

chanfreinage, le meulage, l'oxycoupage, le martelage, le stockage, ... sont toutes des

opérations qui peuvent influencer les domaines magnétiques des matériaux et faire apparaître

un champ magnétique résiduel.

Le tableau 6.2 montre des mesures des valeurs des champs résiduels produits par ces

différentes opérations sur des échantillons d'acier à 9% de Nickel de haute perméabilité [3].

OPERATIONS

CONDITIONS

OPERATOIRES

POSITION DU TRAVAIL VALEURS DU

MAGNETISME

RESIDUEL (Gauss)

Oxycoupage

Soudage

Gougeage

Meulage

Oxycoupage

automatique

(oxygène, propane)

vitesse de coupe est

de 0,8 m/min

Soudage à

l'électrode avec un

courant de 100 A

Gougeage manuel

diamètre de

l'électrode est de 8

mm courant de

gougeage de 100 A.

Meule à disque

3 à 4

0 à la surface du

cordon

15 au bord de la tôle

4 à 6 aux bords

22 dans l'entrefer

4 à 6 dans le chanfrein

2 à 4 à la surface

meulée.

Tableau 6.2. :Valeurs du magnétisme résiduels après différentes opérations [3].

162

Manifestation du magnétisme résiduelle après l’opération d’usinage

Piping Division-FABRICOM

Mesure du champ magnétique résiduel dans un chanfrein avant soudage Piping

Division-FABRICOM

La manutention des pièces avec des aimants ou électro-aimants peut engendrer des

champs résiduels équivalents compris entre 30.10-4

T et 60.10-4

T ou entre 30 et 60 Gauss

(1T = 104 Gauss) (4).

163

Le passage d'un courant électrique dans la pièce dû au soudage ou à la pose d'un câble

de pince à souder sur la pièce peut donner des champs équivalents compris entre 10 et 30

Gauss (4).

Les relevés des valeurs de Bx et de By effectués sur pièces magnétisées ont montré

qu'un réarrangement s'opérait spontanément durant stockage, en valeur et en signe.

Le tableau 6.3 montre les relevés sur 48 heures d'un bloc en acier à 9%. Cr, magnétisé

avant stockage [5]. Le lieu de stockage dans l'atelier a été choisi de telle manière que les

contrôles de champs magnétiques effectués sur plusieurs semaines ne montrent pas de valeurs

supérieures à celles du champ terrestre.

Tableau 6.3. : Variation du magnétisme résiduel pendant stockage- acier 9% Cr

b) Contrôle Non Destructifs.

Parmi les techniques utilisées en Contrôle Non Destructifs, on trouve le contrôle par

voie magnétique : la magnétoscopie.

Cette technique consiste à générer un champ magnétique relativement intense dans la

pièce à contrôler. Toute interruption de ce champ par une fissure (interne ou externe) peut être

détectée en appliquant des particules magnétiques. Ces derniers vont se concentrer au lieu

d'interruption du champ magnétique par la fissure qui présente un pôle nord et un pôle sud.

Généralement, la génération de ce champ magnétique se fait par une bobine extérieure ou par

un autre moyen qui se déplace le long du cordon de soudure à inspecter, figure 6.21.

164

Figure 6.21. : Bobine extérieure pour la génération d'un champ magnétique durant le contrôle

par des particules magnétiques. [6]

Le problème vient du fait qu'après inspection par champ magnétique, la

démagnétisation des pièces contrôlées est généralement incomplète ou totalement absente. Il

s'est trouvé qu'après contrôle d'un tube, ces deux extrémités affichent un intense champ

résiduel de même polarité [6] alors que son milieu est de polarité inverse.

c) Champ magnétique terrestre.

Le champ magnétique terrestre d'intensité très basse (de l'ordre de 0,5 Gauss) peut

influencer les matériaux ferromagnétiques et surtout les pièces longues telles que les tubes.

Le champ magnétique terrestre oriente approximativement Nord-Sud, affecte les pipelines

assemblés dans cette direction. Figure 6.22. Les domaines magnétiques du tube tendent à

s'aligner avec le champ terrestre. Cette tendance d'alignement augmente dans le temps et peut

être développée par n'importe quelle énergie mécanique ou vibratoire.

Figure 6.22. : Formation de pôles magnétiques sur une coupe d'un pipeline orienté dans la

direction du champ magnétique terrestre.

Une induction magnétique résiduelle de l'ordre de 180 Gauss a été mesurée dans le

chanfrein d'un pipeline orienté parallèlement au champ magnétique terrestre. Ce même

pipeline a été démagnétisé 3 mois auparavant à un niveau de magnétisme résiduel inférieur à

165

5 Gauss [6]. Il est clair que les fabricants d'aciers et les utilisateurs doivent s'empêcher de

manipuler les tôles avec des électro-aimants. Ils doivent aussi veiller à ce que les tôles et

surtout quelques nuances d'acier soient stockées dans des lieux qui ne présentent pas de

perturbations magnétiques. Les contrôleurs par voie magnétique doivent systématiquement

démagnétiser au mieux les pièces contrôlées. On peut même aller jusqu'à imposer dans le

système d'assurance qualité un seuil de magnétisme rémanent au-delà duquel un client se

réserve le droit de refuser une commande.

6.1.2.2 Intensité et distribution du magnétisme résiduel dans les chanfreins.

Cette partie d'étude expérimentale consiste à mesurer l'intensité et la distribution du

magnétisme résiduel dans un chanfrein entre deux pièces prêtes à être soudées. Des coupons

de dimensions 300 x 130 x 20 ont été préparées. Ces coupons sont usinés pour former un

chanfrein en V d'ouverture 60°, un chanfrein en V d'ouverture 30°, un chanfrein en X

symétrique et un chanfrein en U. Les coupons sont en acier de construction (acier carbone

0.13% manganèse 0.74%).

Tous les essais sur tous les coupons sont réalisés de la même manière et en suivant le

même ordre d'opération. Pour simuler le magnétisme rémanent dans les pièces, tous les

coupons ont été légèrement magnétisés.

Afin d'avoir une même magnétisation de tous les coupons et qu'elle soit la plus

uniforme possible pour pouvoir comparer ces résultats, une bobine de longueur de 400 mm et

de diamètre 150 mm a été conçue. Le coupon tout entier est introduit dans la bobine qui est

placé symétriquement au centre de celle-ci.

La bobine est constituée de N : 23 tours, alimentée par le générateur M 530. Le débit

du courant est fixé à 1500 A, ce qui permet d'avoir une densité de magnétisme résiduel entre 7

et 10 Gaus à la racine du demi chanfrein de chaque coupon. Cette densité est assez basse par

rapport au débit du courant, du fait qu'une pièce placée dans un champ extérieur Ho, n'est pas

traversée par une induction B0=µ0 µrH0 mais par une induction beaucoup plus faible :

B=µ0µr(H0-Hd). La diminution du champ magnétique est appelée champ démagnétisant Hd et

est proportionnelle à B

H

0

: H HN B

H

0

04 [3].

Tout se passe comme si la perméabilité µr du coupon était diminuée et ne valait plus

que µ'r : B Hr 0 0. .'.

Plus la pièce est allongée, plus la perméabilité apparente r

's'approche de la

perméabilité µr du matériau et, plus la pièce est ramassée plus sa perméabilité apparente est

faible.

Un niveau de magnétisme rémanent de 10 à 15 Gauss est choisi car il est souvent

rencontré dans les tôles stockées dans les ateliers.

166

a) Détermination expérimentale de la répartition du magnétisme résiduel le long

du chanfrein

Une première étape consiste à relever la densité magnétique d'un coupon A. Les points

de mesure sont au niveau de la racine et tout au long du demi chanfrein du coupon A. Cette

même étape est répétée avec un coupon B.

Une deuxième étape consiste à positionner le coupon A et le coupon B; l'un en face de

l'autre pour former un chanfrein AB d'une soudure bout à bout. Les deux champs résiduels

sont dans le même sens. Les deux coupons sont écartés d'une distance G, imposée par la

procédure de soudage.

La troisième étape est la mesure de la densité magnétique au niveau de la racine du

joint, le long du chanfrein au milieu de l'écartement G (figure 6.23.).

Figure 6.23. : Dispositions des coupons pendant les mesures.

Pour mieux simuler la variation de l'intensité et de la distribution du magnétisme

résiduel en fonction de la géométrie des chanfreins, il faut avoir la même quantité de

magnétisme résiduel pour tous. Pour cela, le même coupon est usiné d'un côté en un demi

chanfrein en V d'ouverture 30° et de l'autre côté en un demi chanfrein en V d'ouverture 60°.

167

Deux autres coupons sont usinés d'un côté en demi chanfrein en X et de l'autre côté en demi

chanfrein en U.

Le cas de l'écartement G=0 simule la fermeture de l'entrefer du chanfrein après le

refroidissement du métal déposé pendant la première passe. Il permet de mesurer l'intensité et

la distribution du magnétisme résiduel après avoir déposé la première passe. L'ensemble des

résultats de ces mesures pour différentes valeurs de l'écartement G sont représentés sur les

graphiques suivants :

- joint en V (angle de 60°) pour le chanfrein en V d'ouverture 60°,

- joint en V (angle de 30°) pour le chanfrein en V d'ouverture 30°,

- joint en U pour le chanfrein en U,

- joint en X pour le chanfrein en X.

Le dernier graphe est une comparaison de la distribution de la densité du magnétisme

résiduel dans les différents chanfreins pour un écartement G = 1,5 m

168

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0 2 4 6 8 10 12

B (

Gau

ss)

L (cm) DISTRIBUTION DE LA DENSITÉ DU MAGNÉTISME RÉSIDUEL B LE LONG DE L'AXE DU JOINT EN V

Joint en V (angle 60°): B = f(L)

pieces AB, G=1.5mm

pieces AB, G=2mm

pièces AB, G=3mm

pièces AB, G=0mm

pièce A

pièce B

169

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0 2 4 6 8 10 12

B (

Gau

ss)

L (cm) DISTRIBUTION DE LA DENSITÉ DU MAGNÉTISME RÉSIDUEL B LE LONG DE L'AXE L DU JOINT EN V

DE 30°

JOINT EN V (angle 30°): B = f(L)

pièces AB, G = 1.5mmpièces AB, G = 2mmpièces AB, G =3mmpièces AB, G = 0mmpièce B

pièce A

170

0

20

40

60

80

100

120

140

160

0 2 4 6 8 10 12

B (

Gau

ss)

L (cm) DISTRIBUTION DE LA DENSITÉ DU MAGNÉTISME RESIDUEL B LE LONG DE L'AXE L DU

JOINT EN U

JOINT EN U: B = f(L)

pièces AB, G = 1.5 mm

pièces AB, G = 2 mm

pièces AB, G = 3 mm

pièces AB, G = 4 mm

pièces AB, G = 0 mm

pièce B

pièce A

171

0

20

40

60

80

100

120

0 2 4 6 8 10 12

B (

Gau

ss)

L (cm) DISTRIBUTION DE LA DENSITÉ DU MAGNÉTISME RÉSIDUEL B LE LONG DE L'AXE DU

JOINT L EN X

JOINT EN X: B = f(L)

pièces AB, G =1.5 mmpièces AB, G = 2mmpièces AB, G = 3mmpièces AB, G = 0mmpièce B

172

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

0 2 4 6 8 10 12

B (

Gau

ss)

L (cm) DISTRIBUTION DE LA DENSITÉ DU MAGNÉTISME RÉSIDUEL B LE LONG DE L'AXE L DES

CHANFREINS DE DIFFÉRENTES GÉOMÉTRIES

Chanfrein enV(60°);G=1.5mm

Chanfrein enV(30°);G=1.5mm

Chanfrein en U ;G=1.5mm

Chanfrein en X ;G=1.5mm

173

b) Répartition du magnétisme résiduel sur la profondeur du chanfrein

Une deuxième série de mesure consiste à relever la variation de la densité magnétique

B du magnétisme résiduel dans un chanfrein, en fonction de l'épaisseur Z du coupon. Ces

mesures sont réalisées sur toute la profondeur Z du chanfrein (voir figure 6.24.).

Figure 6.24. : Disposition des coupons pendant la mesure de l'induction B en fonction de la

profondeur Z du chanfrein.

L'ensemble des mesures pour différentes valeurs de l'écartement G sont représentées

sur les graphiques :

- Graph V 30°Z pour le chanfrein en V d'ouverture 30°

- Graph V 60°Z pour le chanfrein en V d'ouverture 60°

- Graph U.Z pour le chanfrein en U

- Graph XZ pour le chanfrein en X.

- Le dernier graph X U V : B = f(Z) est une comparaison de la distribution de

l'induction magnétique B en fonction de la profondeur Z, des différents chanfreins, pour un

écartement G = 1,5 mm.

174

0

20

40

60

80

100

120

140

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

B (

Gau

ss)

Z (mm) DISTRIBUTION DE LA DENSITÉ DU MAGNÉTISME RÉSIDUEL B EN FONCTION DE

L'ÉPAISSEUR Z DU CHANFREIN EN V DE 30°

Graph V30° B= f(Z)

G = 1.5 mm

G = 2 mm

G = 3 mm

G = 4mm

G = 0mm

175

0

20

40

60

80

100

120

140

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

B (

Gau

ss)

Z(mm) DISTRIBUTION DE LA DENSITÉ MAGNÉTISME RESIDUEL B EN FONCTION DE L'ÉPAISSEUR Z DU

CHANFREIN EN V DE 60°

Graph V60° : B = f(Z)

G = 1.5mm

G = 2 mm

G = 3 mm

G = 4 mm

G = 0 mm

176

0

20

40

60

80

100

120

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

B (

Gau

ss)

Z (mm) DISTRIBUTION DE LA DENSITÉ DU MAGNÉTISME RÉSIDUEL B EN FONCTION DE

L'ÉPAISSEUR Z DU CHANFREIN EN U

Graph U : B = f(Z)

G = 1.5 mm

G = 2 mm

G = 3 mm

G = 4 mm

G = 0 mm

177

0

10

20

30

40

50

60

70

80

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

B (

Gau

ss)

Z (mm) DISTRIBUTION DE LA DENSITÉ MAGNÉTISME RÉSIDUEL B EN FONCTION DE

L'ÉPAISSEUR Z DU CHANFREIN EN X

Graph X : B = f(Z)

G = 1.5 mm

G = 2 mm

G = 3 mm

G = 4 mm

G = 0 mm

178

0

20

40

60

80

100

120

140

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20

B (

Gau

ss)

Z (mm) DISTRIBUTION DE LA DENSITÉ DU MAGNÉTISME RÉSIDUEL B EN FONCTION DE

L'ÉPAISSEUR Z DES CHANFREINS DE DIFFÉRENTES GÉOMÉTRIES

Graph XUV:B=f(Z)

Chanfrein en V de30° ; G=1.5mm

Chanfrein en V de60° ; G=1.5mm

Chanfrein en U;G=1.5mm

Chanfrein en X ;G=1.5mm

179

Conclusion.

Sur base de ces mesures, on peut dire que le problème du magnétisme résiduel, (son

origine, son intensité, sa distribution) est très complexe du fait que n'importe qu'elle

intervention même insignifiante, modifie profondément la répartition du magnétisme résiduel

en valeur et en signe.

La mesure de la densité magnétique sur un bout libre d'une tôle est très loin de donner

une indication juste ou proche de l'état magnétique de cette tôle après avoir été chanfreinée et

positionnée avec une autre tôle pour former un chanfrein à souder.

L'opération de chanfreinage altère profondément la répartition du magnétisme résiduel

dans la pièce. Celui-ci se concentre au niveau de la racine du chanfrein. L'opération de

positionnement de deux pièces AB l'une en face de l'autre, amplifie l'induction magnétique

dans le chanfrein jusqu'à 10 fois celle relevée sur le bout libre de la pièce A.

Plus que l'écartement G de deux pièces est faible, plus cette amplification est

importante (figure 6.25. a - b et c).

Figure 6. 25.

Les résultats représentés sur les graphiques précédents de la distribution de la densité

du magnétisme résiduel dans un chanfrein en fonction de sa profondeur Z, montrent

clairement cette concentration des lignes de force au niveau de la racine. Cette distribution a

une allure à peu près exponentielle. L'intensité de l'induction résiduelle au niveau de la racine

du joint est 10 à 15 fois plus forte qu'au niveau de la "tête du chanfrein". Ce résultat est d'une

grande importance car il montre que l'arc électrique de soudage n'est pas soumis à la même

intensité du champ magnétique résiduel sur toute sa longueur.

Dans le chapitre 2, on a vu qu'au voisinage de la tache cathodique, la vitesse du jet de

plasma est élevée, ce qui donne une certaine "rigidité" à l'arc, alors qu'au voisinage de la tache

anodique (dans la racine du chanfrein) la vitesse du jet décroît et la rigidité de l'arc aussi. Ceci

montre que la partie la plus "faible" ou la moins rigide de l'arc est soumise à la force la plus

a) répartition des lignes de

force du magnétisme résiduel

sur le bout libre d'une tôle A

non chanfreinée.

b) intensification du champ

résiduel dans l'entrefer entre la

tôle A et une tôle B non

chanfreinées.

c) concentration des lignes de

force dans la racine du

chanfrein formé par la tôle A

et B chanfreinées.

180

intense. Par conséquent, la longueur de l'arc sera un paramètre important dans la résistance de

l'arc aux forces de soufflement. En outre, il est difficile de comparer le comportement de l'arc

dans les conditions réelles de soudage, soumis à cette forme de répartition du champ

magnétique résiduel, au comportement d'un arc de laboratoire soumis à un champ magnétique

uniforme.

Les graphiques de la distribution du magnétisme résiduel dans la racine des chanfreins

en fonction de leur longueur L, montrent que cette distribution a la même allure pour tous les

chanfreins. Cette allure est un peu parabolique. Au début et à la fin du joint, l'induction du

magnétisme résiduel est plus forte; ceci à cause de l'effet du bord.

Le graph X.U.V : B = F(Z) montre que malgré que la distribution de l'induction

magnétique a la même allure pour tous les chanfreins, son intensité varie fort en fonction de la

géométrie des chanfreins.

Ainsi, au milieu du chanfrein, l'induction du magnétisme résiduel est de 80 Gauss pour un

chanfrein en X, alors qu'elle est de 130 Gauss dans le chanfrein en V d'ouverture 60°

Ce graph permet de classer les géométries des joints les plus favorables à une

intensification du magnétisme résiduel de ceux qui sont les moins favorables. Néanmoins,

cette classification n'est pas la même sur toute la profondeur du chanfrein.

Le graph XUV : B = F(Z) qui donne la distribution du magnétisme résiduel en fonction de la

profondeur Z de tous les chanfreins, confirme cette classification mais seulement au niveau de

la racine des joints (Z=O).

Le chanfrein en V d'ouverture 60° présente la plus forte induction au niveau de la

racine, ceci s'explique par le fait qu'au niveau de la racine, l'angle usiné dans les deux pièces

est plus aigu que les autres chanfreins et qu’en montant l’entrefer augmente puisque

l’ouverture (60°) est plus grande. Les lignes de force s'y concentrent d'avantage. A 3 mm de la

racine, cette induction chute et devient plus faible que celle d'un chanfrein en V d'ouverture

30°.

En effet, en montant l'écartement entre la pièce A et la pièce B augmente plus vite

pour le chanfrein en V de 60° que celui de 30° car l'ouverture est plus importante, ce qui

diminue la densité magnétique. Ceci n'empêche que cette densité de magnétisme résiduel

reste plus forte sur toute la profondeur du joint, que celle d'un chanfrein en X ou en U.

La courbe du chanfrein en U montre que la densité du magnétisme résiduel au

voisinage de la racine du chanfrein est un peu plus faible que celle des chanfreins en V, mais

elle chute brusquement et très vite. A 2 mm de la racine, elle devient plus faible que la densité

du magnétisme résiduel dans un chanfrein en X.

Les courbes relatives à un écartement G=0 qui simule la fermeture du chanfrein après

la première passe, montrent que la densité du magnétisme résiduel chute d'une façon

spectaculaire, et surtout pour les chanfreins en U et en X, ce qui confirme les mesures

présentées sur le graphique 6.16 de la simulation de la deuxième passe et les suivantes.

Il est donc établit que l'influence du magnétisme résiduel sur l'arc de soudage ne

dépend pas seulement de la "quantité" de ce magnétisme résiduel, mais aussi de sa

distribution qui dépend de la géométrie et de la profondeur du chanfrein ainsi que de la

séquence de soudage (figure 6.26 a, b, c, et d).

181

Figure 6.26. : Répartition des lignes de force sur la profondeur en fonction de la géométrie du

chanfrein et de la séquence de soudage.

L'intensité du champ magnétique résiduel dans le chanfrein détermine le degré de

sévérité du soufflage de l'arc. En général, l'effet du magnétisme résiduel qui est proportionnel

à la concentration des lignes de force magnétique est plus prononcé dans les chanfreins étroits

et profonds. Son intensité est relativement élevée et distribuée sur toute la profondeur du

chanfrein (figure 6.26. a).

Dans un chanfrein large, le champ est intense mais concentré au niveau de la racine

(figure 6.26. b).

Dans un chanfrein en U, figure (6.26. c) la majorité des lignes de force sont canalisées

par les nets des deux demi U vers une région qui ne concerne pas beaucoup l'arc car un

gougeage et une reprise au dos des pièces est nécessaire pour que la qualité de la pénétration

soit assurée dans ce type d'assemblage.

Dans tous les chanfreins, la première passe est la plus susceptible au soufflage de l'arc.

Dans les passes suivantes, les lignes de force sont généralement shuntées par le métal déjà

déposé. Le soufflage de l'arc est fortement réduit (figure 6.26. d).

182

6.2 L’ARC DE SOUDAGE PLONGE DANS UN CHAMP MAGNETIQUE TRANSVERSAL

6.2.1 INTRODUCTION

Un arc électrique comporte au niveau des électrodes des taches anodiques et

cathodiques auxquelles correspondent des chutes de tension et qui sont réunies par une

colonne ou région de plasma dans laquelle, pour des arcs à une pression voisine de la pression

atmosphérique, il y a équilibre thermique.

Le champ électrique dans la colonne est relativement faible, de l’ordre de 103v/m. Par contre,

les régions de chute de tension correspondent aux taches cathodiques et anodiques, ont des

densités de champs et courant électriques relativement fortes. Toutefois, les densités de

courant de la colonne se situent dans des ordres de grandeur inférieurs à celles de la cathode et

sont bien inférieures aux densités de l’anode.

Pour un arc relativement long (quelques centimètres), la section transversale de l’arc tend à

varier entre un minimum sur les électrodes, en passant par des régions de transition près des

électrodes, où la dimension varie, jusqu’à former une colonne de section relativement

uniforme.

Des études faites sur des arcs se déplaçant dans de l’air à la pression atmosphérique [7] font

penser toutefois qu’il est peu probable qu’il existe une colonne relativement uniforme en

dessous d’une longueur de l’arc de quelques centimètres; ainsi on peut se demander, si les

arcs de soudage de quelques millimètres de longueurs ont une colonne uniforme? De même la

région de la colonne d’un arc de soudage est fortement affectée par les jets de vapeurs

métalliques et de gaz se formant à chaque électrode et s’en éloignant.

D’autres études font penser que ces jets qui peuvent transporter une grande quantité de vapeur

du métal de l’électrode dans l’arc de soudage et sont appelés jets cathodiques et anodiques,

sont formés par le gradient négatif de pression en s’éloignant de l’électrode, causé par la

variation de la densité de courant et les changements consécutifs dans la pression du

pincement électromagnétique [8].

La complexité de tous les phénomènes physiques qui interviennent dans l’arc électrique et

particulièrement celui de soudage, ajoutés à un champ magnétique extérieur, font q’une

approche purement théorique est extrêmement complexe et ne permet pas de répondre à

certaines questions, telles que : quels paramètres influençant le mouvement de l’arc de

soudage plongé dans un champ magnétique ? Ses racines(les taches anodiques et

cathodiques), sa colonne (s’il en a une), ou bien la conjugaison des deux effets électrode et

colonne ?

Dans cette étude expérimentale le champ magnétique transversal appliqué est perpendiculaire

à l’axe de l’arc et à l’axe du cordon de soudure.

Le but de cette étude expérimentale, dans une première étape, est de relever le comportement

de l’arc dans un champ magnétique transversal au chanfrein, d’identifier les principaux

paramètres mis en jeu et de dégager une relation entre ces paramètres ainsi que la

détermination d’une valeur critique du champ magnétique qui provoque l’instabilité de l’arc,

au-delà de laquelle toute soudure est considérée comme défectueuse.

183

6.2.2 MATERIEL UTILISE

-Un poste de soudage ESAB DTA 300 qui est une machine compacte pour soudage TIG à

caractéristique V-I tombante (chapitre 2). La plage de réglage du courant est de 8 à

300A.L’élément de base est un redresseur triphasé thyristorisé.

-Une torche ESAB HW-18, elle supporte jusqu’à 400A, la poignée est rigide, dispose d’une

gâchette, elle est refroidie à l’eau.

-Un chariot porte pièce commandé par un variateur de vitesse.

Une pince ampéremétrique pour mesurer le courant de soudage, elle dispose d’une sortie

analogique pour acquisition de données.

-Une carte d’acquisition de tension et de courant de l’arc.

-Un P.C pour traitement de données (logiciel NB).

-Une alimentation stabilisée pour alimenter l’électro-aimant.

Un électro-aimant.

-Une caméra avec un filtre pour filmer le comportement de l’arc sous l’effet du champ

magnétique.

La figure 6.27 montre une schématisation générale du matériel d’investigation.

6.2.3 SPECIFICATION DES CONDITIONS OPERATOIRES

Le comportement de l’arc de soudage résulte d’une multitude d’interactions et est

sensible à toute modification des paramètres. Ainsi et à travers les essais expérimentaux

effectués au Laboratoire de Soudure, on a groupé ces paramètres en trois groupes:

- l’arc: intensité du courant, tension et longueur de l’arc.

- l’environnement: intensité du champ magnétique appliqué, débit et nature du gaz de

protection.

- les électrodes: matériaux, formes géométriques, dimension, propriétés magnétiques.

184

Figure 6.27 Schéma du dispositif expérimental

185

Vue d’ensemble du matériel utilisé

6.2.4 CONCEPTION D’OUTIL D’INVESTIGATION

La détermination de l’évolution de l’arc et de ses caractéristiques, se fera sous l’action

d’un champ magnétique externe.

Ceci a demandé l’étude et la réalisation d’un système « contrôlé » pour créer et faire varier un

champ magnétique transversal dans la zone de l’arc de soudage. Des mesures systématiques

de l’induction magnétique créée par ce système en différents points de l’espace inter-

électrodes (zone de l’arc), ont été prises afin de déterminer les caractéristiques de cet électro-

aimant commandé et variable. De cette façon, la lecture de l’intensité du courant magnétisant

Im délivré par une alimentation stabilisée donne directement la valeur du champ magnétique

dans la zone de l’arc et pendant l’opération de soudage, tâche impossible par la sonde à effet

Hall.

L’électro-aimant est réalisé par une bobine de 600 tours et un circuit magnétique (acier doux)

en forme d’un carré.

La bobine est alimentée par une alimentation stabilisée en courant continu de 0 à 1A.

186

Disposition de l’électro-aimant et la torche TIG.

L’espace entre les deux pôles de l’électro-aimant est fixé à 30 mm. Ils ont une largeur de 30

mm et une épaisseur de 12 mm.

L’arc sera centré entre les deux pôles (x = 0; y = 0).

L’électro-aimant est fixé par des bras non magnétiques, 2 mm au-dessus de la pièce d’essai,

pour permettre le libre déplacement de la pièce sur le chariot.

Les mesures de l’induction magnétique sont effectuées le long de l’axe (0, 0, z). L’axe z est

confondu avec l’axe de l’arc.

Le champ magnétique crée entre les deux pôles de l’électro-aimant, présente une forte

dispersion ( 15 G) dans la zone de l’arc ( 3 mm du centre 0), de sorte que l’arc n’est pas

soumis à un champ uniforme et connu.

L’usinage des deux pôles de l’électro-aimant en forme concave a donné satisfaction. Le

champ magnétique dans la zone de l’arc est plus uniforme, sa variation d’un point à l’autre est

négligeable (1Gauss) figure 6.28.

Bobine

Circuit magnétique

Torche TIG

Zone de l’arc

Circuit de

refroidissement

Générateur de

courant magnétisant

187

Electro-aimant conçu

Fig. 6.28.Disposition relative des pôles de l’électro-aimant, de la pièce et de la torche.

L’induction magnétique pour un courant magnétisant Im = 1 A, mesurée sur une pièce non

magnétique, est presque uniforme et constante sur toute l’épaisseur des pôles de électro-

aimant (figure 6.29).

Torche

Electrode

Pôle nord pôle sud

30

X

Z

Pièce

12

Zone de l'arc

X

Y

30

Electro-aimantà pôles concaves

188

Figure 6.29.Distribution uniforme des lignes de force magnétiques sur une

pièce non magnétique.

Le graphique 6.17 montre l’évolution de la caractéristique B= f(Im) de l’électro-aimant prise

sur une pièce magnétique, en tenant compte de l’effet du bain de fusion. Une caractéristique

pour chaque valeur z, donc pour chaque longueur de l’arc.

Prise de mesure du champ magnétique par la sonde à effet Hall

189

190

6.2.5 ETUDE DE LA DEFLEXION DE L’ARC

Pour une première étape de l’étude de la déformation de l’arc, on a choisi une pièce en

acier inoxydable austénitique: le 304 (non magnétique) en tôle de 10 mm d’épaisseur, ceci

pour ne pas perturber le champ magnétique appliqué.

La masse a été divisée en deux: une à chaque extrémité de la pièce pour annuler l’effet du

courant de la masse sur l’arc.

Le gaz de protection est de l’argon, le débit est fixé à 20 l/min. L’angle du bout conique de

l’électrode en tungstène thorié 2 % est de 30°.

Trois valeurs de courants de soudage: 100 A, 200 A et 290 A.

La tension et le courant de l’arc sont prélevés par une carte d’acquisition, les données sont

traitées par le logiciel Now book: NB.

Une caméra avec un filtre pour filmer la déflexion de l’arc sous différentes conditions.

Des longueurs initiales de l’arc de 4, 7, 10, et 13 mm sont choisies.

Le montage expérimental simplifié est celui de la figure 6.30.

Dans ce montage, la torche, donc l’arc électrique et l’électro-aimant sont fixes, la pièce est

placée sur un chariot mobile commandé par un variateur de vitesse.

La caméra ultra rapide permettant de visualiser et d’enregistrer les déformations de l’arc sous

l’effet de l’induction magnétique, est remplacée par une simple caméra.

Toutes les soudures étaient des points et des lignes de fusion sans métal d’apport exécutées en

courant continu en polarité directe (électrode négative).

Fig. 6.30 Schéma du dispositif expérimental

191

Aspect de l’arc sous l’effet d’un champ magnétique transversal

En l’absence d’un champ magnétique appliqué (arc en fonctionnement libre), il prend

une forme conique (forme d’une cloche) symétrique par rapport à son axe. La trace laissée sur

une anode en acier inoxydable est circulaire. La forme naturelle de la section d’un arc en

fonctionnement libre est de révolution autour de son axe (figure 6.31 a.)

En appliquant un champ magnétique transversal perpendiculaire à l’axe de la ligne de fusion,

l’arc dévie parallèlement à cet axe. Le plasma de l’arc se comprime d’un côté et s’allonge de

l’autre. L’arc ainsi déformé a une colonne de plasma très brillante, nette et mince. Le cœur

brillant de la colonne de plasma se déforme sous forme d’un arc de cercle.

La trace d’un point de fusion laissée sur l’anode est allongée, elle a la forme d’une ellipse. Le

grand axe de cette ellipse est celui du sens de déviation de l’arc (figure 6.31. b.).

Fig.6.31.Forme de la colonne de l’arc et sa trace laissée sur l’anode.

a. en fonctionnement libre

b. sous l’effet d’un champ magnétique

A la suite d’accroissements successifs du champ magnétique, l’arc devient instable, sa forme

n’est plus circulaire et la tache anodique n’est plus bien définie. La longueur du plasma en

contact avec l’anode est de plus en plus grande.

Dans certains cas, la tache anodique, en se déplaçant sous l’effet du champ magnétique

croissant, diminue de taille et se réduit à un point lumineux entouré d’une flamme (ou de

nuage de gaz ionisé). Ce point lumineux n’est pas stable, il est en mouvement continu dans

toutes les directions.

Il revient même en arrière, ceci peut être expliqué par le fait que la tache anodique préfère

s’accrocher au métal liquide (dans le bain de fusion) qu’au métal relativement froid vers

l’avant.

La disparition de ce point est généralement accompagnée par l’extinction de l’arc.

192

193

6.2.6 PARAMETRES GERANT LE COMPORTEMENT DE L’ARC DANS UN

6.2.6.1 Introduction

Dans tout ce qui suit, le déplacement de la tache anodique sur la surface de l’anode est dénoté

Xa. La mesure de la déflexion de l’arc Xa est réalisée directement sur des photos tirées de la

bande vidéo enregistrée par la caméra et par mesure sur l’anode.

Beaucoup de difficultés ont été rencontrées pour définir et localiser avec précision la tache

anodique pour mesurer la distance Xa qui la sépare de l’axe de l’arc en fonctionnement libre

(sans application du champ magnétique). Ces difficultés proviennent essentiellement du

matériel de visualisation (caméra classique) et d’une difficulté technique du fait que le pôle de

l’électro-aimant fait obstacle devant la caméra, car la caméra doit être dans un plan

perpendiculaire au plan de déviation de l’arc, pour pouvoir filmer son élongation.

Les essais expérimentaux ont montré que l’arc électrique de soudage plongé dans un champ

magnétique transversal, n’est pas nécessairement instable. Sa stabilité dépend de plusieurs

paramètres à la fois.

6.2.6.2 Effet de l’intensité de l’induction magnétique

Sous l’effet d’un faible champ magnétique, l’arc se déforme légèrement.

L’accroissement de l’induction magnétique, pour une intensité du courant et une longueur de

l’arc maintenues constantes, augmente la déformation de la colonne de l’arc et la tache

anodique s’éloigne de plus en plus de sa position initiale. A une valeur critique de l’induction

magnétique Bcri, l’arc devient instable, la tache anodique en mouvement sporadique, elle n’est

plus bien définie, accompagnée d’un bruit et des projections de particules, jusqu’à l’extinction

de l’arc (figure 6.32.).

a. Arc stable b. Arc instable

Fig. 6.32. Aspect de l’arc sous différentes valeurs de l’induction

magnétique B.

a. I = 200 A; L0 = 10 mm, B = 22 G

b. I = 200 A; L0 = 10 mm, B = 56 G

194

195

Les mesures expérimentales (graphique 6.18) montrent que le déplacement Xa de la tache

anodique en fonction de l’induction magnétique B augmente presque linéairement pour

évoluer plus rapidement en s’approchant de l’induction magnétique critique.

Graphique 6.18.Déplacement de la tache anodique Xa en fonction de

l’induction magnétique B appliquée.

L0 = 10 mm

Les essais montrent que l’extinction de l’arc, se produit généralement, lorsque la tache

anodique a effectué un déplacement Xa à peu près égale à la longueur initiale L0 de l’arc.

Ceci est en accord avec l’observation faite que sous l’effet d’un champ magnétique, la

colonne de l’arc se déforme sous forme d’un arc de cercle. En effet, la construction

géométrique (figure 6.33.) montre que si on admet cette observation, le déplacement maximal

de la tache anodique Xa ne peut pas dépasser une certaine distance qui correspond au rayon de

courbure minimal du cercle.

196

Fig. 6.33. Déformation maximale de l’arc

2 2

0Xa R R L

Xa est maximum lorsque R L2

0

2 est minimum, donc nul ce qui correspond à:

Xa = R = L0 = Xacri

Ceci montre que si on augmente l’induction magnétique à une valeur Bcri, on augmente le

déplacement de la tache anodique jusqu’à une valeur Xacri, et le point A, point où s’accroche

la tache anodique, tend à se détacher de la surface de l’anode ce qui conduit à l’effondrement

de la tache anodique et par suite à l’extinction de l’arc.

6.2.6.3 Effet de la longueur de l’arc

La longueur initiale L0 de l’arc est la distance qui sépare les deux électrodes entre lesquelles

s’établit l’arc en fonctionnement libre, c’est-à-dire, la distance verticale entre le bout conique

de l’électrode en tungstène (la cathode) et la tôle (l’anode).

Sous l’effet d’un champ magnétique, la tache cathodique reste fixée à l’électrode de

tungstène, alors que la tache anodique peut se déplacer sur la surface de la tôle. Ceci implique

que la longueur de l’arc varie, plus précisément elle augmente, au fur et à mesure que la tache

anodique s’éloigne de sa position initiale.

L’arc possède donc la capacité de s’allonger et de se raccourcir. Il a donc un caractère

élastique. Les mesures expérimentales montrent que la stabilité de l’arc dans un champ

magnétique est très sensible à sa longueur initiale L0.

L0

0'

A

0

Rm

ini

X0 = R = L0 = Xacri Anode

Cathode

197

Pour un champ magnétique et un courant de l’arc fixés, le déplacement Xa de la tache

anodique augmente au fur et à mesure que la longueur initiale L0 de l’arc augmente

(graphique 6.19).

Graphique 6.19. Déflexion Xa de l’arc en fonction de sa longueur initiale L0.

Plus la longueur initiale de l’arc est courte, plus il est résistant et stable, plus on se permet de

souder dans un champ magnétique plus intense. Le graphique 6.20 donne les variations

expérimentales de l’intensité de l’induction magnétique critique Bcri en fonction de la

longueur de l’arc.

Graphique 6.20.Relation expérimentale entre Bcri et L0, I = 100 A.

198

Le graphique 6.21 montre que le déplacement critique Xa cri de la tache anodique est

légèrement supérieur à la longueur initiale L0 de l’arc lorsque celle-ci est inférieure à 10 mm,

pour devenir légèrement inférieur à L0 pour les longueurs L0 supérieures à 10 mm.

Graphique 6.21.Courbe expérimentale de Xacri (L0)

6.2.6.4 Effet de l’intensité de courant

La plage de l’intensité du courant I, en soudage avec le procédé TIG est très large. Elle varie

d’une dizaine d’ampères à quelques centaines d’ampères.

La visualisation de l’arc, montre que plus l’intensité du courant est élevée, plus son coeur est

brillant et moins qu’il est soufflé.

Pour une longueur d’arc L0 et un champ magnétique B, la déflexion de l’arc est inversement

proportionnelle au courant. En effet, la force magnétique de déflexion de l’arc: F= IBL est

proportionnelle au courant, mais la vitesse du plasma est proportionnelle au carré du courant,

ajoute l’influence probable de l’intensité du champ magnétique créé par le courant dans

l’électrode (au-dessus de l’arc).

Les mesures expérimentales (graphique 6.22) montrent que plus le courant est élevé, plus

l’arc est résistant, il est plus stable et moins déformé. Ceci peut conduire à l’introduction du

concept de la rigidité de la colonne de l’arc.

199

Graphique 6.22. Déflexion de l’arc en fonction du courant

B = 40 G L0 = 10 mm

L’induction magnétique critique au-dessus de laquelle l’arc est désamorcé, voit sa valeur

augmentée avec le courant. Le graphique 6.23 ci-dessous exprime cette augmentation.

200

Graphique 6.23. Augmentation de Bcri en fonction du courant, L0 = 10 mm

201

6.2.7 PROPRIETES ELECTRIQUES DE L’ARC AIMANTE

Pour déterminer les effets caractéristiques d’un champ magnétique transversal sur l’arc de

soudage, certaines propriétés électriques de l’arc ont été étudiées.

Dans cette étape d’étude, on se limite à la tension et le courant de l’arc.

Faute de moyens pour mesurer la tension aux « bornes » de l’arc (entre l’anode et la cathode

directement), la tension mesurée est aux bornes du poste de soudage.

Cette tension englobe donc:

la chute de tension cathodique;

la chute de tension anodique;

la chute de tension dans la colonne de l’arc;

la chute de tension dans le tube de contact;

la chute de tension dans les câbles.

Pour un courant de soudage déterminé, les deux dernières tensions restent constantes. Elles

n’ont donc pas d’effet sur la variation de la tension propre de l’arc en fonction de sa longueur

et du champ magnétique appliqué.

Les mesures sont réalisées à l’aide d’une carte d’acquisition et un PC pour traitement de

données.

Le graphique 6.24 montre la courbe du courant (en haut) et la courbe de la tension (en bas)

pour un arc de 7 mm de longueur, et un courant de 100 A plongé dans un champ magnétique

d’induction 33 G.

L’évolution des deux courbes est constante, la variation du courant et la tension de l’arc est

négligeable. L’arc est stable, il n’est pas soufflé, sa colonne présente une légère déflexion, sa

tache anodique est stable.

Le graphique 6.25 est le relevé du courant et la tension d’un arc en phase d’instabilité. La

colonne de l’arc est fortement déformée, la tache anodique vagabonde, elle avance et recule,

ce qui peut expliquer les importantes variations de la tension et du courant de l’arc par

l’allongement de celui-ci. Une importante longueur de plasma est en contact avec la tôle,

accompagnée d’un bruit et de projections.

Le graphique 6.26 montre l’évolution du courant et de la tension de l’arc depuis une longueur

de 0,5 mm jusqu’à son extinction à une longueur L0 = 10 mm.

La variation de la longueur de l’arc se fait en déplaçant verticalement la torche.

Pour une faible longueur d’arc, le courant est stable et constant, la croissance de la tension est

stable. En augmentant sa longueur, l’arc devient de plus en plus instable, sa tension et son

courant présentent des fortes variations, la tache anodique disparaît et l’arc s’éteint.

Ce graphique montre que la tension de l’arc évolue linéairement avec sa longueur dans un

champ magnétique jusqu’à son extinction.

202

203

204

205

Pour comparer la tension de l’arc en fonctionnement libre, avec celle dans un champ

magnétique, plusieurs résultats de mesures sont présentés sur le graphique 6.27.

Sur ce graphique sont tracées les courbes de variation de la tension de l’arc en fonction de sa

longueur initiale L0 pour différentes valeurs de l’induction magnétique. L’application d’un

champ magnétique a modifié les propriétés électriques de l’arc, sa tension a augmenté. L’arc

est aimanté.

Ce graphique montre que la tension de l’arc en fonctionnement libre (B=0) ou dans un champ

magnétique, est proportionnelle à sa longueur initiale. Il montre aussi que la tension de l’arc

augmente avec le champ magnétique appliqué.

Graphique 6.27 Tension de l’arc en fonction de sa longueur en présence d’un champ

magnétique.

La représentation de la tension de l’arc en fonction du champ magnétique appliqué (graphique

6.28), montre que cette augmentation de la tension avec le champ magnétique n’est pas

linéaire, mais plutôt parabolique et qu’elle est due à une augmentation de la tension de la

colonne de l’arc.

L’augmentation de la tension de l’arc d’une longueur nulle (tensions cathodique et anodique)

est très faible.

206

Graphique 6.28 Variation de la tension de l’arc en fonction du champ magnétique appliqué.

Le graphique 6.29 présente la variation du gradient du potentiel de la colonne de l’arc en

fonction du champ magnétique.

Graphique 6.29

207

Le gradient du potentiel dans la colonne de l’arc augmente lentement et linéairement avec le

champ magnétique, puis il monte brusquement, lorsqu’on s’approche du champ magnétique

critique de l‘extinction de l’arc.

L’augmentation de la tension de l’arc aimanté ne peut être expliquée par le seul allongement

de sa colonne courbée.

Le graphique 6.27 montre qu’un arc en fonctionnement libre (B=0) et de la longueur

L0 = 10 mm, à une tension de 16 V.

Cet arc avec cette même longueur initiale de 10 mm, a une tension de 26.3 V juste avant son

extinction, lorsqu’il est plongé dans un champ magnétique de 40 G.

Les mesures et les observations expérimentales ont montrées que la colonne de l’arc se

déforme sous forme d’un arc de cercle de rayon R.

L’arc de longueur initiale L0 , aura, après sa déflexion, une longueur L.

L = L0 + L0.

Pour cet arc dans les conditions précitées, les mesures expérimentales ont permis de

déterminer L0 par mesure du déplacement Xa de la tache anodique. L0 = 5.7 mm.

L’augmentation de tension relative à cette augmentation de longueur de la colonne, est

obtenue en multipliant L0 par le gradient de potentiel dans la colonne de l’arc en

fonctionnement libre, ce qui donne 3,6 V. La tension totale de l’arc allongé devrait donc

être : 16 V + 3,6 V = 19,6 V. Or, cette valeur est bien inférieure à la tension de 26,3 V

mesurée expérimentalement (graphique 6.27).

208

L’arc soufflé, sa tension augmente et la largeur du cordon diminue

Les 6,7 V qui restent, peuvent avoir comme origine, la modification de la conductivité

électrique du plasma comprimée sous l’effet du champ magnétique. D’autre part, dans la

colonne de l’arc, il y a une quantité de vapeurs métalliques qui proviennent des électrodes

dont le potentiel d’ionisation est inférieur à celui du gaz, ce qui peut avoir comme effet la

réduction de la conductivité électrique et la réduction de la tension de la colonne, plutôt que

son augmentation !!

Il est probable donc que cet excès de tension peut provenir de l’effet des jets cathodiques et

anodiques. Il est reporté que les jets de vapeur anodique peuvent avoir tendance à stabiliser

l’arc et par collision avec les jets cathodiques, peuvent augmenter la grandeur efficace de l’arc

et par conséquent le stabiliser [10].

On montre aussi [11] qu’un jet de vapeur est formé à l’anode dans tous les arcs du type gaz-

vapeur avec une importante densité de courant au niveau de la tache anodique. L’arc TIG fait

partie de cette catégorie d’arcs.

Dans les conditions normales (arc en fonctionnement libre), l’arc est symétrique, la tache

anodique et la tache cathodique sont axialement symétriques, et les jets cathodique et

anodique se rencontrent sur l’axe de l’arc, le jet cathodique supprime le jet anodique [11].

La nature électrodynamique des jets, fait que leurs vecteurs de vitesse est normale aux

surfaces actives de la cathode et de l’anode.

209

Une modification de cette disposition, modifie la façon d’interaction des deux jets et le type

de collision.

Lorsque l’arc est soufflé par un champ magnétique, la tache anodique se déplace, mais reste

toujours sous le contrôle du jet cathodique Fc, celui-ci sous l’effet du champ magnétique est

aussi soufflé, il présente donc une composante verticale Fv pour supprimer le jet anodique Fa,

mais qui est de plus en plus faible au profit de sa composante horizontale FH, au fur et à

mesure que la tache anodique s’éloigne de l’axe vertical, sous l’effet d’une force magnétique

Fm croissante (figure 6.34).

Fig 6.34 Collision entre le jet cathodique et le jet anodique:

1- axiale (arc en fonctionnement libre);

2- angulaire (arc soufflé par un champ magnétique).

La déflexion de l’arc est déterminée donc par deux jets obliques. Il est probable donc que des

particules ionisées sont éjectées de la colonne de l’arc au point de collision des deux jets. Ce

qui peut être la raison de l’excès de tension de l’arc soufflé par un champ magnétique.

L’extinction de l’arc et la rupture de cette décharge électrique peut être attribuée à la rupture

de l’équilibre thermodynamique local ETL(chapitre 2) de la colonne de l’arc au point de

collision.

La photo de la page suivante, tirée de la bande vidéo enregistrée pendant les essais

expérimentaux, montre la déflexion des deux jets et leur collision non-axiale.

Cette photo couleur est déterminée par un logiciel pour thermographie infrarouge, les zones

blanches (les plus brillantes) correspondent aux zones les plus chaudes.

_

+Fv

Fm

Fa

Fm

Fa

Fc

2

210

On remarque sur cette photo, qu’au point de collision, il y a des petites zones jaunes, donc

moins chaudes, ce qui peut être probablement attribué à la perte de particules et donc de la

rupture de l’équilibre thermodynamique local ETL.

211

6.3 APPROCHE DE MODELISATION DE LA DEFORMATION DE LA COLONNE DE L’ARC PAR UN CHAMP MAGNETIQUE

6.3.1 APPROCHE MAGNETOHYDRODYNAMIQUE

Cette approche théorique est rapporté [16] à fin de la confronter avec nos mesures

expérimentales pour évaluer la situation et continuer dans la voie des phénomènes

magnétohydrodynamique ou de changer le cap vers une autre direction.

Dans la nature des choses, il n’est pas possible pour la colonne de l’arc composée de gaz,

d’acquérir la qualité de rigidité. Cependant, quand il s’agit d’un écoulement axial d’un gaz

avec une vitesse suffisamment élevée, le déplacement latéral de l’arc sous l’effet d’une force

transversale sera réduit. Un simple exemple consiste à supposer un écoulement axial de gaz

avec une vitesse constante Vz en présence d’un vent transversal de vitesse Vx, on aura un

déplacement latéral X.

X = Vx

VzZ

avec Z la distance axiale. Il est claire que plus la vitesse axiale est importante, plus le

déplacement latéral est réduit et que plus la distance axiale z est grande, plus le déplacement

est grand, donc plus la longueur de l’arc est grande, plus la déflexion est importante.

L’analyse de l’effet d’un champ magnétique transversal sur l’arc de soudage est beaucoup

plus complexe. Cependant, si on simplifie le problème dans le cas d’un arc TIG, en utilisant

un modèle simple dans lequel le courant de soudage I est confiné dans une région conique de

demi-angle 0 , donc de densité de courant:

2

0

IJ =

tg ) 1

Z est la distance axiale correspond à la longueur de l’arc.

En se basant sur la théorie de Squire vue en chapitre 4 pour un jet conique entretenu par une

force axiale constante F appliquée à l’origine du jet , en égalant l’angle 0, du jet conique qui

constitue la colonne de l’arc TIG, à l’angle du jet de frontière conique du modèle de Squire

dont la vitesse axiale est donnée par l’équation suivante :

V =

3 I

64 Z

0

2

2

2

: est la viscosité dynamique de l’argon

au niveau de la cathode Z = Z0

Z0 est la distance entre l’origine supposée du jet et la racine de l’arc (figure ci-dessous).

Une approche théorique [16] pour le calcul de la déflexion de l’arc électrique de soudage TIG

plongé dans un champ magnétique transversal constant est la suivante:

212

Le champ magnétique transversal impose sur la colonne de l’arc, une force qui agit

transversalement à un angle droit des lignes de force du champ magnétique, ce qui crée une

accélération a transversale et par conséquent un déplacement de la colonne de l’arc.

Fig 6.37 :Schéma de la géométrie de l’arc et du bout de l’électrode de tungstène [16].

Si on considère la ligne de courant du jet qui coïncide avec l’axe de l’arc, et en supposant

qu’elle est à angle droit du champ magnétique, la force transversale est JXB = JB, on a alors:

a = JB

J: densité du courant

B: densité de l’induction du champ magnétique

a: accélération

: la densité du plasma constituant la colonne de l’arc (chapitre 2).

Posons U la vitesse transversale du déplacement de la colonne de l’arc, alors on a:

a = dU

dt

L’application de Newton donne :

a = dU

dt= JB 3

J étant déterminée par l’équation (1), l’équation 2 devient:

dU

dt

IB

Z2 tg

A

Z2

0

1

2 4

La vitesse axiale du jet (équation 2) devient:

213

V

dZ

dt

I

Z

A

Z

3

64

0

2

2

2

5

L’intégration de (5) combinée avec (4) avec la condition initiale U = 0 à t = 0, et Z = Z0 on

obtient:

U = A

ALn

A t

Z

1

2

2

0

22

21

6

Le déplacement latéral X de l’arc est tel que:

U = dX

dt 7

En combinant les équations 6 et 7 avec la condition initiale X= 0 à Z = Z0, on aura :

X = A Z

ALn

Z

Z

Z

Z

1

2

2

2

2

0

2

0

2

241

( 8)

Dans les conditions d’un écoulement intense comme celui du jet de plasma dans l’arc de

soudure TIG et suivant le modèle de Squire [8], l’angle 0 du cône du jet est donné en

fonction de Z0

La quantité Z0 de l’équation (8) qui est la distance entre l’origine supposée du jet et la racine

de l’arc (figure 6.1), peut être calculée lorsque la géométrie de l’électrode de tungstène est

connue. Pour un demi-angle du bout conique de l’électrode, et un demi-angle 0 du jet, la

quantité Z0 peut être calculée:

Z0 = 3

512

0

3

3 2

1 2

I

J

sin/

(9)

Finalement, en combinant les équations 4, 5, 8 et 9, on obtient:

X = 2

31

2

0

2

0

2

0

2

2

BZ

ILn

Z

Z

Z

Z

10

En prenant Z = (Z0+L0); L0 est la longueur de l’arc, les déplacement de la tache anodique Xa

d’un arc TIG de longueur initiale L0 de courant I, soumis à l’action d’une induction

magnétique B, est donné par l’équation (11).

Xa = 2

31

0 0

2

0

0 0

0

2

0

0 0

2

B L Z

ILn

L Z

Z

Z

L Z

( )

11

Le graphique ci-dessous représente la déflexion Xa en fonction de la longueur initiale L0 de

l’arc calculée par l’équation 11 comparée à la déflexion mesurée expérimentalement sous les

conditions suivantes:

= 15° donc Z0 = 1,24 mm, I = 100 A, B = 30 G.

214

Graphique 6.39 Déplacement de la tache anodique Xa en fonction de la

longueur initiale L0 de l’arc : Modèle magnétohydrodynamique [16] et résultats

expérimentaux I = 100 A, B = 30 G, = 15°.

Conclusion

Sauf pour des longueurs d’arc très réduites, ce graphique montre que dès que la longueur

initiale L0 de l’arc dépasse 4 mm, le modèle magnétohydrodynamique n’est plus en accord

avec les résultats expérimentaux.

En effet, ce modèle ne tient pas compte de la géométrie de l’anode et surtout de la nature du

métal de l’anode. L’expérience montre que la déflexion de l’arc dépend fort du matériau de

l’anode.

Il est clair que ce modèle magnétohydrodynamique est incapable de décrire le comportement

de l’arc sous l’effet d’un champ magnétique, malgré son fondement physique.

Cette conclusion nous a amené à développer une autre approche de modélisation.

215

6.3.2 APPROCHE ELASTIQUE POUR LA MODELISATION DE LA DEFORMATION DE LA COLONNE DE L’ARC PLONGE DANS UN CHAMP MAGNETIQUE TRANSVERSAL

6.3.2.1 Données expérimentales

La forme de la colonne de l’arc dans un champ magnétique est déterminée par la combinaison

des nombreuses forces complexes qui agissent sur l’arc, telles que des forces électriques,

magnétiques et également des forces dynamiques de gaz s’exerçant à l’intérieur et/ou à

l’extérieur de l’arc.

Il serait extrêmement difficile d’établir une formule représentant la déformation magnétique

de l’arc de soudage.

Cependant, l’observation expérimentale, a permis de constater deux caractéristiques du

comportement de l’arc dans un champ magnétique, qui peuvent, avec d’autres hypothèses

simplifier le problème.

1- L’arc aimanté semble se comporter comme un corps élastique puisqu’il revient rapidement

à l’état initial (arc en fonctionnement libre) lorsque le champ magnétique cesse d’agir.

2- La forme de la colonne de l’arc déformée par l’action du champ magnétique, semble être

très proche d’un arc de cercle.

6.3.2.2 Hypothèses

En partant de ces deux observations, il doit être possible de raisonner par analogie avec

l’énergie accumulée dans un corps élastique.

A cet égard des hypothèses doivent être formulées:

a) L’arc est considéré comme un conducteur d’une section constante qui peut tourner autour

du centre O de la tache cathodique, et peut en même temps être allongé à une longueur L

supérieure à sa longueur initiale L0 (figure 6.35).

b) La colonne de l’arc est assimilée à un conducteur gazeux ayant les propriétés d’un corps

solide élastique.

c) La force agissant sur la colonne de l’arc est concentrée en son centre de gravité au point M

de coordonnées Xm et Ym. Cette hypothèse peut être faite, dans le cas où on néglige les

processus d’ordre micro-cinétique dans la colonne de l’arc durant l’action simultanée des

champs électriques et magnétiques.

La figure 6.35 montre la colonne de l’arc déformée en un arc de cercle de rayon R en

équilibre sous l’effet de la force magnétique Fm et la force élastique Fe.

216

Fig 6.35 : Schéma de l’équilibre statique de la colonne déformée de l’arc sous l’action du

champ magnétique.

6.3.2.3 Déformation élastique de l’arc

La nature élastique des forces qui tendent à restaurer la colonne déformée de l’arc, pourrait,

par analogie avec l’élasticité mécanique, nous permettre d’introduire le concept de la rigidité

de la colonne de l’arc relativement à sa déformation transversale. Dans ce cas, la force de

restauration Fe peut être considérée comme une force élastique proportionnelle à la

déformation Xm de son point d’application.

Fe = KXm 6.1

K est la rigidité de la colonne de l’arc indépendante de la position spatiale de la colonne. Elle

dépend de la nature de l’arc (matériau de l’électrode, gaz de protection...), c’est une fonction

des conditions de l’arc (courant de soudage I et la longueur initiale L0 de l’arc).

217

Sur base de ces hypothèses, l’équation de l’équilibre statique de la colonne de l’arc exprimé

par les moments des forces effectives autour du point O, prend la forme suivante:

Fm OM’- Fe OM0 = 0 6.2

Fm est la force électromagnétique: Fm = IBL

I: le courant de soudage;

B: la densité magnétique dans la zone de l’arc;

L: la longueur totale de l’arc déformé.

Fe est la force élastique de restauration: Fe = KXm

Xm est le déplacement du centre de gravité de la colonne de l’arc déformée.

On se base sur l’observation expérimentale en considérant que la colonne de l’arc se déforme

sous forme d’un arc de cercle de rayon R et de centre O’, on a alors:

R =

2 2

a 0

a

X L

2X

6.3

Xa: déplacement de la tache anodique.

Le centre de gravité M de la colonne déformée est le milieu de l’arc de cercle OA, on a donc

OM’ = OM0.

On considère aussi que la longueur de l’arc allongé L 2 0M, l’équation 4.2 devient alors:

2 I B.O M = KXm 6.4

Par des transformations trigonométriques (figure 4.35), on a les relations suivantes:

OM2

= 2 R Xm et OM02 = RXa*2

Dans le triangle (OMM0O), on peut tirer la relation suivante:

OM2 = Xm

2 + OM0

2

Remplaçons, OM2 et OM0

2 par leurs valeurs, on aboutit à une équation du second degré en

Xm :

Xm2

- 2RXm + 1/2 RXa = 0

La résolution de cette équation donne comme solution:

am

XX R 1 1

2R

En remplaçant dans l’équation 6.4, les quantités OM, R et Xm par leurs valeurs, on peut

trouver la relation qui lie le déplacement de la tache anodique Xa en fonction des paramètres

de soudage (I, L0, K) et l’induction magnétique B appliquée:

218

Xa = 4

84

0

2 2

2 2IBL

K IBK IB

( )( ) 6.5

Ce résultat est correcte si le courant de soudage I est constant c’est-à-dire sa variation en

fonction de Xa et de B est négligeable, ce qui est le cas avec une source d’énergie à

caractéristique tombante.

Le déplacement de la tache anodique Xa peut être déterminé en fonction du rayon de courbure

R de la colonne de l’arc.

De la construction géométrique de la figure 4.35, on a:

Xa = R - R L2

0

2 6.6

Il est clair de l’équation 6.6 et de la figure 4.35, que le déplacement maximal (critique) Xa cri

correspond au rayon de courbure minimal: Rmini = L0, on a donc:

Xacri = L0 6.7

Ce résultat est en accord avec l’expérience.

Le champ magnétique critique Bcri est celui qui engendre l’instabilité de l’arc et son extinction

par effondrement de la tache anodique.

Cet effondrement se produit par détachement de la tache anodique de la surface de l’anode, et

ceci lorsque le déplacement Xa de la tache anodique sous l’action de ce champ magnétique

critique atteint la valeur Xacri = Rmini= L0.

En remplaçant Xacri par sa valeur dans l’équation 6.5, on a:

Bcri= 0 191, K

I 6.8

La rigidité de l’arc K est déterminée de l’équation 6.5 par la formule suivante:

K = 8

10

2

0

2

IB

L

X La

6.9

En combinant les résultats expérimentaux des mesures du déplacement Xa en fonction des

paramètres de soudages (I, L0, nature des électrodes et du gaz de protection) et de l’induction

magnétique B appliquée, les valeurs de la rigidité K calculées par la formule 6.9 sont

représentés sur le graphique 6.30.

219

Graphique 6.30 Indépendance de la rigidité K de l’induction magnétique

appliquée, L0 = 10 mm.

Le graphique 6.30 montre que pour un courant et une longueur d’arc déterminés, la rigidité K

de la colonne est indépendante de la position spatiale de l’arc donc de Xa (B).

La dispersion des valeurs de K autour d’une valeur moyenne ne dépasse pas les 15 %.

Si on représente la rigidité K en fonction du courant I (graphique6.31), pour une longueur

d’arc L0 et une induction B constantes, on constate que la variation de K en fonction de I est

presque parabolique, plus exactement K = A I, les mesures expérimentales ont données une

valeur de 3/2.

Graphique 6.31 : Courbes semi expérimentales de la relation entre la rigidité de

la colonne K et le courant I, pour différentes longueurs d’arc.

220

La variation de la rigidité K en fonction de la longueur L0 de l’arc avec un courant fixe,

montre que K est inversement proportionnelle à la racine de la longueur: K C

L0

(Graphique 6.32).

Graphique 6.32 Variation de la rigidité K en fonction de L0 pour

différentes valeurs du courant.

Après plusieurs mesures expérimentales, une formule empirique a été déterminée pour

illustrer cette variation de la rigidité K en fonction du courant I et de la longueur initiale L0 de

l’arc.

K = K0

3/ 2

0

I

L 6.10

K0 est une constante qui dépend seulement de la nature de l’arc: procédé de soudage, nature et

débit du gaz de protection, nature et géométrie des électrodes.

Remplaçons K par sa valeur, l’équation 6.5 devient:

Xa = 4

1 8

1 40

3 2

0

0

0

2

0

0

2BL

K IL

I

B

K

L

I

B

K

/

6.11

221

En faisant de même dans l’équation 6.8, l’induction magnétique critique Bcri devient:

Bcri = 0,191 K0

I

L0

6.12

Des mesures expérimentales ont permis de déterminer une valeur moyenne de la constante

K0 20 Gauss.cm-1/2

A-1/2

Cette valeur de la constante K0 est relative aux conditions d’essais suivantes:

Procédé de soudage TIG;

Gaz de protection, l’argon avec un débit de 20 l/min ;

Cathode en tungstène, l’angle d’affûtage de l’électrode est de 30°;

Une anode en acier inoxydable austénitique: le 304.

L’induction magnétique critique est déterminée donc par la simple relation:

6.13

B en Gauss

I en ampère

L0 en centimètre

Le graphique 6.33 montre une bonne concordance entre les résultats expérimentaux et les

valeurs du déplacement de la tache anodique Xa en fonction de l’induction magnétique

appliquée, calculées à partir de la formule 6.11.

Graphique 6.33 Variation de Xa en fonction de B pour différentes

longueurs de l’arc. I = 100 A.

Bcri = 4I

L0

222

Ces courbes montrent que la déflexion de la colonne de l’arc monte rapidement avec la

longueur initiale L0 de l’arc. Dans un champ magnétique relativement fort, on a intérêt, dans

la mesure du possible de souder avec des longueurs d’arc réduites, ce qui augmente la

résistance de l’arc au soufflement.

Les graphiques 6.34 et 6.35 montrent les variations de l’induction magnétique critique Bcri

expérimentales et théoriques (formule 6.13) respectivement en fonction de la longueur L0 de

l’arc et du courant de soudage I.

Graphique 6.34

Relations théoriques et expérimentale

de Bcri en fonction de L0.

223

Graphique 6.35 : Relation théorique et expérimentale de Bcri en fonction du courant I.

Ces graphiques confirment le fait que l’induction critique augmente avec le courant de

soudage et diminue avec la longueur de l’arc.

On remarque aussi un décalage entre les valeurs expérimentales et les valeurs théoriques,

heureusement ce décalage est dans le sens de la sécurité, la formule 6.13 est légèrement

conservatrice.

Le graphique 6.36 illustre la variation de la déflexion de l’arc Xa en fonction de l’induction B

pour différentes valeurs du courant I. Plus l’intensité du courant augmente, plus faible est la

déflexion.

224

Graphique 6.36 Xa en fonction de B pour différentes valeurs de I.

L0 = 10 mm

Le graphique 6.37 montre la variation de la déflexion Xa de l’arc en fonction de sa longueur

initiale. Elle augmente rapidement avec la longueur L0.

225

Graphique 6.37 : Variation de Xa en fonction de L0

I = 100 A, B = 30 G

Enfin, le graphique 6.38 donne l’évolution de la déflexion Xa de la colonne de l’arc en

fonction de l’intensité I du courant de soudage d’un arc de longueur initiale L0 = 10 mm, dans

un champ magnétique d’induction B = 40 G.

226

Graphique 6.38 : Variation de Xa en fonction de I expérimentale et par

calcul. L0 = 10 mm, B = 40 G.

Conclusion

Tous les résultats représentés sur les graphiques, montrent une concordance relativement

bonne entre les observations et les mesures expérimentales et les valeurs calculées à partir de

l’approche élastique de la déformation de l’arc.

Le phénomène associé à la déflexion de l’arc de soudage par un champ magnétique a été

discuté sur la base d’une approche semi-empirique, en considérant l’arc comme un corps

élastique et en faisant analogie avec la mécanique en introduisant le concept de la rigidité de

la colonne de l’arc.

Malgré son caractère intuitif, cette approche élastique a permis d’établir des expressions qui

permettent de décrire le comportement de l’arc électrique de soudage soumis à un champ

magnétique avec une bonne approximation.

Malgré les importants progrès réalisés dans l’analyse des phénomènes cathodiques, de

l’origine des jets cathodique et anodique et leurs importances, plusieurs zones d’ombre

persistent en ce qui concerne les propriétés de l’arc en présence d’un champ magnétique.

L’existence d’une éventuelle force élastique au sein de l’arc, son origine, son effet et son

action sur l’arc, restent aussi un domaine à explorer même si les résultats expérimentaux

permettent de justifier son existence et son mode d’action.

227

Il n’en reste pas moins vrai que les observations expérimentales semblent montrer que le

comportement de l’arc dans un champ magnétique, est principalement fonction des jets

cathodiques et anodiques. Néanmoins, il ne faut pas négliger l’importance des phénomènes

électromagnétiques et le rôle éventuel du champ magnétique créé par la circulation du courant

de soudage dans l’électrode au voisinage de l’arc (dans le tube de contact et le stick-out).

En effet, l’action éventuelle de ce champ magnétique, explique probablement l’observation

expérimentale qui montre qu’un arc jaillissant entre une électrode inclinée et une pièce plane,

reste toujours dans l’axe de l’électrode et ne prend pas le chemin le plus court entre

l’électrode et la pièce, qui correspond à une chute de tension minimale (figure 6.36).

Fig.6.36 L’arc n’adopte pas la configuration de la moindre chute de tension.

Cette observation va à l’encontre du principe général de la minimisation d’énergie, selon

lequel, l’arc devrait adopter la configuration qui correspond à une moindre chute de tension,

donc à une moindre longueur.

Tout se passe comme s’il existe une force qui empêche l’arc de prendre la configuration de la

moindre énergie et qui le maintient dans l’axe de l’électrode.

L’origine de cette force pourrait être donc le champ magnétique du courant dans l’électrode

au voisinage de l’arc (le tube de contact et le stick out).

En effet, lorsqu’un arc est dévié par un champ magnétique extérieur, son propre champ

magnétique se déplace avec lui, puisqu’il reste toujours concentrique à sa colonne, il ne

s’oppose pas à cette déviation :Le champ magnétique intrinsèque de l’arc, n’a donc pas une

action de stabilisation positionnelle de l’arc. Son action est la constriction de la colonne de

l’arc.

En supprimant le champ magnétique extérieur, l’arc dévié retrouve sa position initiale, cette

action de stabilisation positionnelle pourrait donc être l’effet du champ magnétique du courant

dans l’électrode.

Il est souligné dans [12] que l’intensité de ce champ magnétique diminue lorsque le diamètre

de l’électrode augmente, et lorsqu’on s’éloigne de l’extrémité de l’électrode vers la pièce.

Son effet de constriction sur la colonne de l’arc est maximale au niveau de la cathode

(l’électrode) et minimale au niveau de l’anode (la pièce). Ceci explique l’expansion du plasma

de la colonne de l’arc de la cathode vers l’anode et qui donne la forme conique de l’arc.

Cependant, cette forme est généralement attribuée aux jets de plasma à partir des électrodes.

On montre dans [13], que même ces jets ont comme origine la force de constriction due au

champ magnétique du courant de l’électrode.

228

Il est probable donc que ce champ magnétique s’oppose à toute déflexion de l’arc et tend de le

maintenir dans sa position axiale de l’électrode, et pourrait donc être l’origine du

comportement quasi-élastique de l’arc.

6.4 APPLICATION D’UN CONTRE CHAMP MAGNETIQUE

L’étude des champs magnétiques résiduels a montré la complexité, la diversité et la variation

de l’intensité et de la distribution de ces champs en fonction des conditions réelles de

soudage, des géométries des chanfreins et des séquences de soudage.

La figure 6.37 montre l’aspect d’un cordon de soudure soudé par un arc soufflé par une

induction magnétique de 60 Gauss. On peut facilement voir des caniveaux sur la partie gauche

et un manque de fusion à droite au niveau du raccordement de la zone fondue avec le métal

de base. La macrographie de ce cordon (Fig 6.38 ) montre un manque de pénétration et une

dissymétrie du cordon sous une induction de 60Gauss par rapport à celle de l’arc non soufflé.

Fig 6.37 : Aspect d’un cordon avec un arc soufflé. I= 160A, L= 7 mm et B= 60Gauss.

Caniveaux à gauche, manque de fusion à droite.

229

a: B= 0 Gauss : bon aspect et bonne pénétration

b : B = 60 Gauss : dissymétrie, sur épaisseur et manque de pénétration.

Fig 6.38 : Coupes macrographiques du cordon ci dessus. a: B = 0 Gauss et b : B=60 Gauss.

La figure 6.39 montre le même coupon avec B= 60 Gauss sur la moitié gauche et une

induction de 80 Gauss sur la moitié à droite. Pour une intensité B = 80 Gauss, l’arc est

sévèrement soufflé et à la limite d’extinction. Le métal fondu est projeté vers l’avant pour

former des sur épaisseurs et des manques de matière. La radiographie de ce cordon met en

évidence ces différents défauts.

230

Fig 6.39 : Radiographie du cordon montrant différents types de défauts de soufflage de l’arc.

Pour contrecarrer le soufflage magnétique de l’arc, une solution de même nature

électromagnétique, consiste à appliquer un contre champ magnétique pour s’opposer au

soufflage de l’arc et le stabiliser.

231

Quelques essais ont été menés dans le laboratoire de soudure. Deux coupons en acier doux de

dimensions 150 x 100 x 5, ont été usinés pour former un chanfrein en V. Les deux coupons

ont subi une magnétisation, l’induction magnétique à la racine du chanfrein est de 45 Gauss.

Les conditions de soudage sont:

procédé TIG, I = 100 A, L0 = 7 mm, V = 10 cm/min, un métal d’apport de même nature sous

forme de fil qui alimente manuellement le bain de fusion.

Sur la première moitié du chanfrein, l’arc est soufflé, le métal liquide est projeté vers un côté

plus qu’à l’autre, et ne remplit pas le chanfrein uniformément, l’aspect du cordon est très

mauvais (Fig6.40.a).

Fig 6.40 Aspect du cordon

a- en présence d’une induction de 45 G.

b- en présence d’une contre induction de -45 G.

La radiographie, a montré l’existence d’un manque de fusion, de collage, de fissure du cratère

et des porosités, le cordon est 100% non conforme (Fig 6.40.a).

L’application d’un contre champ magnétique de - 45 G sur la deuxième moitié du chanfrein a

stabilisé l’arc, l’aspect du cordon est nettement amélioré, la radiographie a montré que malgré

l’existence de quelques porosités qui peuvent être dû aux conditions de soudage, le cordon est

conforme (Fig 6.40.b).

Le soudage de deux coupons en acier inoxydable austénitique (non magnétique) en appliquant

un champ magnétique, a donné satisfaction jusqu’à 35 G (I = 100 A, L0 = 7 mm,

V = 10 cm/min).

L’arc est dévié, mais il est toujours stable et le remplissage du chanfrein avec le métal

d’apport (de même nature) se fait correctement.

Arc soufflé par magnétisme

résiduel :Brésiduel =45Gauss

Application d’un contre champ

stabilisateur = - 45Gauss

a b

232

Le même chanfrein soudé sous une induction de 40 G, présente des irrégularités, la

pénétration n’est pas régulière avec une fissure dans le cratère. On note aussi la présence de

porosités (Fig 6.41). Ce cordon a été soudé, avec un soufflage de l’arc dans le sens opposé à la

progression de l’arc.

Fig 6.41 Aspect du cordon en présence d’une induction magnétique

B = 40 G, l’arc est soufflé vers l’arrière.

Avec un arc soufflé dans le sens de la progression de l’arc, un cordon de bon aspect a pu être

obtenu jusqu’à 45 G (Fig 6.42).

Les cratères ne présentent pas de fissurations. Sous une induction de 30 G, l’arc est

légèrement soufflé vert l’avant, l’aspect du cordon est mieux que celui soudé sans présence

d’un champ magnétique.

233

Fig 6.42 Aspect du cordon sous une induction magnétique B = 45 G

L’arc est soufflé dans le sens du soudage.

Lorsque l’arc est soufflé vers l’avant, il y a une différence de pression entre l’amont et l’aval

du bain de fusion, ceci peut être dû à l’action de pompage électromagnétique. En effet,

l’interaction du champ magnétique transversal avec le courant axial de l’arc passant par le

métal fondu conducteur de courant, crée une force parallèle à la direction de soudage qui

pousse ou pompe le fluide de métal fondu dans le bain de fusion vers l’amont ou l’aval,

suivant le sens du soufflage de l’arc par rapport au sens du soudage.

Il est reporté [14] que lorsque l’arc est soufflé vers l’avant dans le sens de progression de

l’arc, le métal solide devant le bain de fusion, empêche le métal fondu de couler dans le sens

de la force de pompage électromagnétique. Le métal fondu à l’amont du bain de fusion se

trouve donc obligé de retourner vers l’arrière de l’arc pour maintenir l’équilibre de pression.

Cet écoulement de métal liquide de l’amont vers l’aval de l’arc se fait sous forme de vortex.

Ce mode d’écoulement en vortex peut-être la raison du remplissage des cratères du début et

de la fin du cordon de soudure quand l’arc est soufflé vers l’avant.

Avec un arc soufflé vers l’arrière et en raison de l’action de pompage électromagnétique, le

métal liquide derrière l’arc, est soufflé davantage en arrière, créant des discontinuités et des

caniveaux.

Ce dernier type d’essai mériterait un approfondissement important en utilisant un matériel et

une instrumentation pointue.

Des lignes de fusion sous différentes intensités de l’induction magnétique appliquées à un arc

de longueur L0 = 10 mm et de courant I = 100 A sont montrées sur la Fig 6.43.

La largeur du cordon diminue en augmentant l’induction magnétique. Cette diminution atteint

50% à 45 G, puis la largeur reste constante.

234

Ceci explique la compression du plasma de l’arc sous l’effet du champ magnétique, ce qui

augmente la densité de courant et la densité d’énergie fournie à la pièce, altérant ainsi l’apport

calorifique. Cette altération aura des incidences positives sur la qualité du cordon.

Fig 6.43 : Variation de la largeur du cordon en fonction du champ

magnétique.

Le graphique 6.39 montre la variation de la largeur du cordon en fonction de l’induction

magnétique appliquée. Les grandes variations sont produites entre 30 G et 40 G. Au-delà de

45 G, la largeur reste invariable: le plasma de l’arc est à compression maximale.

B=0G B=25G B=30G B=35G B=40G B=45G B=50G

235

Graphique 6.39 Représentation de la variation de la largeur du cordon en

fonction de l’induction magnétique appliquée.

La figure 6.44 ci-dessous confirme cette constatation. En effet des lignes de fusion ont été

réalisées avec un arc TIG et un courant de soudage I=200A et une longueur d’arc L=7mm

.l’arc est plongé dans différentes inductions magnétiques.la largeur des cordons diminue

lorsque l’induction magnétique augmente.

Lorsque l’arc est soufflé dans le sens opposé du soudage ( B= - 60Gauss ) l’aspect du cordon

est mauvais. Même constatation lorsque l’induction magnétique dépasse une certaine valeur

critique au-delà de laquelle l’arc devient instable (B=80 Gauss).

236

Fig 6.44 : aspect des cordons de soudure sous l’effet de différentes inductions magnétiques

237

Lorsque l’arc est légèrement soufflé sous l’effet d’un faible champ magnétique dans le sens

du soudage, sa tension reste stable et l’aspect du cordon reste bon s’il ne s’améliore pas. La

largeur diminue et la pénétration augmente (Fig 6.45).

Fig 6.45 : Léger soufflage de l’arc vers l’avant. Tension stable, bon aspect du cordon, cordon

moins large.

La figure 6.46 ci-dessous montre différentes macrographies mettant en évidence la variation

de la largeur mais surtout l’amélioration de la pénétration lorsque l’arc est légèrement soufflé

dans le sens du soudage avec I = 200A et L = 7mm.

238

Fig 6.46 Macrographie des lignes de fusion sous différentes inductions magnétiques

B=40 Gauss, I = 200 A, arc légèrement

soufflé dans le sens de soudage : très bonne

pénétration et bon raccordement

B = - 60 G, arc soufflé dans le sens opposé

de soudage :mauvaise pénétration ,mauvais

raccordement(Caniveau) .

B=80Gauss arc soufflé dans le sens de

soudage : début de l’instabilité de l’arc,

pénétration irrégulière et faible.

B= - 80Gauss arc soufflé dans le sens

opposé de soudage : le métal fondu est

refoulé vers l’arrière, pénétration

irrégulière et faible, surépaisseur excessive

et caniveau.

239

Conclusion

D’après ces essais, on remarque une influence importante d’un champ magnétique sur la

largeur du cordon, la pénétration et la lutte contre le soufflage.

La compression magnétique du plasma de l’arc sous l’effet du champ magnétique augment sa

densité d’énergie ce qui pourra avoir des avantages au niveau de la diminution de l’apport

calorifique et par conséquent diminution des déformations, des contraintes résiduelles et de la

largeur de la zone affectée par la chaleur.

D’autres essais préliminaires que j’ai réalisé ont montré que l’application d’un contre champ

magnétique alternatif et de faible fréquence est une solution du soufflage de l’arc qui pourrait

être meilleure que l’application d’un contre champ unidirectionnel. Le mode d’écoulement

complexe du métal fondu sous l’effet des forces magnétiques vers l’avant et l’arrière pourrait

être à l’origine de l’amélioration de l’aspect du cordon et de l’absence des défauts

caractéristiques du soufflage de l’arc. Le mouvement de va et vient de l’arc assure un apport

calorifique adéquat pour l’ensemble du chanfrein ce qui évite le défaut de manque de fusion

d’une part et d’assurer une sorte de refusion des bords du cordon, méthode connue et

appliquée par les soudeurs pour améliorer la résistance à la fatigue des cordons de soudure.

Ce même mouvement d’allé et de retour de métal liquide permet de « ravitailler » et de

nourrir en métal fondu les endroits en manque comme les cratères et les caniveaux.

On peut dire donc, que l’effet d’un champ magnétique sur l’arc électrique de soudage et sur

l’opération de soudage dans son ensemble, n’est pas nécessairement un mal absolu.

En effet, dans des conditions particulières, l’application d’un champ magnétique peut être un

outil pour améliorer le cordon de soudure ou pour faire évoluer la technologie de soudage.

Ceci nous a amené à une application industrielle dans laquelle on va utiliser un champ

magnétique pour commander l’arc sur une trajectoire particulière.

240

APPLICATION INDUSTRIELLE

241

6.5 SOUDAGE DES GOUJONS CONNENCTEURS CREUX PAR ROTATION D’UN ARC SOUMIS A UN CHAMP MAGNETIQUE

6.5.1 INTRODUCTION

Cette étude approfondie a permis de comprendre les mécanismes, les causes, les effets,

de l’application d’un champ magnétique sur l’arc électrique de soudage et d'identifier les

principaux facteurs qui l’influencent.

Elle a permis aussi de définir dans le cas du soudage TIG (Tungsten Inert Gas) les

conditions critiques entraînant le soufflage de l'arc sous l'action d'un champ magnétique

purement transversal.

Cependant, un champ magnétique appliqué à l'arc de soudage n'est pas nécessairement

un mal à éviter. Dans des conditions particulières, un champ magnétique peut avoir une

influence positive sur la métallurgie du cordon de soudure, sur le transfert de métal dans l'arc,

sur le transfert de chaleur vers la pièce (la compression magnétique de la colonne de l'arc

augmente sa densité d'énergie), et surtout, ce qui nous intéresse, dans ce cas d’application

industrielle, sur le mouvement et la trajectoire de l'arc.

En effet d'après la loi d'Ampère, un champ magnétique appliqué à l'arc (considéré

comme conducteur gazeux parcouru par un courant I de soudage), met celui-ci en mouvement

par la force de Laplace BxIF

.

C'est cette faculté de "commander à distance" l'arc de soudage par le biais d'un champ

magnétique adéquat, qui nous concerne pour le mettre en mouvement et le diriger dans un

chemin particulier.

6.5.2 SOUDAGE DES GOUJONS CONNECTEURS.

Les goujons connecteurs sont utilisés pour la solidarisation des pièces métalliques et

des éléments en béton dans les constructions mixtes, pour soudage des boulons destinés à la

fixation de rails sur des poutres de chemin de roulement, pour fixation d'éléments de

carrosseries industrielles …

Ce procédé de soudage est distingué par son coût d'équipement peu élevé (figure

6.47), sa haute productivité, l'absence d'une qualification particulière de l'opérateur et une

faible consommation de matériaux.

Cependant, son grand handicap c'est qu'il ne soude que les goujons de section pleine

puisque l'arc jaillit entre la section du goujon et la pièce tout en restant fixe (figure 6.48).

242

Fig 6.47. Soudage des goujons connecteurs [12].

Fig 6.48. Séquences de l’opération de soudage d’un goujon [12].

(A) : Le goujon est bien positionné

(B) : La gâchette du pistolet est enclenchée, le courant s’établie et le goujon se retire, se qui

va créer l’arc.

(C) : Après le temps d’arc, le goujon est plongé dans le bain de fusion.

(D) : Le pistolet est dégagé, le goujon est soudé.

Les goujons connecteurs sont utilisés en général en grand nombre sur des constructions

métalliques et /ou mixtes, comme le montre la photo ci-dessous [13]

243

L'expérience acquise dans le domaine du contrôle de l'arc électrique de soudage par

des champs magnétiques, nous a permis d'envisager le soudage des goujons, tubes, écrous et

autres pièces creuses et de géométries quelconques. Le soudage s'effectue en déplaçant l'arc

de soudage et en lui imposant une trajectoire qui correspond à la géométrie de la pièce à

souder, comme un mouvement de rotation circulaire sur le ring d'un tube creux (figure 6.49).

6.5.3 PRINCIPE DE LA TECHNIQUE PROPOSEE

La nature de l'arc électrique fait qu'il peut être assimilé à un conducteur gazeux

parcouru par un courant I

. Plongé dans un champ magnétique d’induction B

, l'arc de

longueur L est soumis à la force de Laplace : L.BxIF

.

Pour pouvoir souder des pièces creuses sur une surface ou une tôle (Fig 6.50) par le

même matériel de soudage classique des goujons, l'arc de soudage qui naît en un endroit

quelconque de la section annulaire (figure 6.49) doit être animé d'un mouvement de rotation

pour fondre cette section.

A tout instant, et en tout point de la section annulaire, l'arc parcouru par un courant

axial I ne peut être soumis à l'action d'une force tangentielle F pour le faire tourner, que s'il est

plongé dans un champ magnétique radial Br dont les lignes de forces magnétiques convergent

vers le centre de la section à souder (figure 6.51)

Fig 6.49 : Naissance de l’arc en un point le plus émissif. Fig 6.50 : Résultat escampé

244

Fig 6.51 : Mouvement de rotation de l’arc sous l’effet de la force tangentielle

6.5.4 CONCEPTION D'UNE "TETE MAGNETIQUE

Une des difficultés majeures du procédé de soudage par arc tournant, est la production

d'un champ magnétique purement radial dans la zone inter-électrode de l'arc.

Pour optimiser le système, une "tête magnétique" a été conçue. C'est un système

compact qui s'intègre sur le pistolet de soudage classique et qui comprend tous les éléments

de soudage : alimentation en courant de soudage, en gaz de protection du bain de fusion et en

champ magnétique (dessin d'ensemble et photos).

Fig 6.52 : Vue d’ensemble de la tête magnétique

245

246

Tête magnétique conçue

Principe de fonctionnement

L’explication de fonctionnement de la technique proposée est basée sur la coupe du dessin

d’ensemble et sa légende présentée sous format A3 ci-joint.

L'alimentation en courant de soudage passe du pistolet 12 à la pièce à souder 2 qui fait

électrode, à travers la pièce adaptatrice 10 et le noyau porte pièce 6. L'isolation électrique

est assurée par une bague en Téflon 8 qui facilite le glissement des éléments mobiles

pendant le plongé de la pièce à souder 2 dans le bain de fusion sur la tôle 1.

La protection gazeuse du bain de fusion se fait par l'intérieur à travers le trou central et par

l'extérieur à travers les trous transversaux dans le noyau 6.

Le champ magnétique est produit par un circuit dérivé (en parallèle) qui permet de

minimiser la composante axiale et d'avoir une importante composante radiale plus

uniforme. La pièce à souder fait partie intégrante du circuit magnétique et constitue un des

deux pôles magnétiques. La bobine 5 produit les lignes de forces magnétiques qui

circulent dans les parois du noyau 6 et de la pièce à souder 2 d'où elles seront obligées de

se refermer dans la pièce conique 4 qui constituera le deuxième pôle magnétique.

Le flux magnétique est canalisé donc sous forme d'une "nappe" de lignes de forces

dans la paroi de la pièce 4 pour retourner dans le noyau 6 par la pièce de fermeture du circuit

magnétique 7. La forme conique de la pièce 4 favorise la distribution de lignes de force sur

tout le périmètre circulaire de la pièce à souder, et la convergence des lignes de forces vers le

centre de la pièce à souder pour avoir une composante radiale dans la zone de l'arc (entre la

pièce à souder 2 (cathode) et la tôle 1 (anode).

La pièce 7 assure un centrage de la tête magnétique par rapport au pistolet et la pièce 3

est utilisée comme base d'appui pour avoir une bonne perpendicularité entre les pièces à

assembler. Ces deux dernières pièces en aluminium assurent aussi l'isolation magnétique du

système. Les pièces 2-3-5 qui constituent le circuit magnétique sont en acier à haute

perméabilité magnétique.

247

Poste MicroMark 2500 de soudage des goujons connecteurs.

Tête magnétique et tiges de montage sur le pistolet utilisé lors des essais.

248

Poste de soudage

Une simple modification du post de soudage des goujons traditionnels en concertation avec le

constructeur , a permis l’introduction du champ magnétique dans la programmation du timing

du générateur MicroMark 2500 comme le montre le graphique du cycle de soudage de la page

suivante :

1 – Détection de la gâchette du pistolet.

2 – Attente de 110 ms d’une gâchette enfoncée en continue.

Début du cycle de soudure

3a – Temps de pré-gaz pour évacuer l’air contenu dans le goujon et aux alentours avant le

début l’opération de soudage (réglable de 0 à 1000 ms).

3b – Temps du pré-champ magnétique pour l’établissement du champ magnétique (de 0 à

1400 ms). Il peut être plus grand que le pré-gaz et inversement.

4 – Fin des périodes dites pré-gaz et pré-champ (mais maintient gaz et champ magnétique si

enclenchés).

5 – Zone « morte » d’environ 20 ms (synchronisation phases et détection du courant).

6 – Activation de la bobine du pistolet pour la levée du goujon

- Début du courant d’arc-pilote

- Début du temps du champ magnétique

Levée du pistolet

7 – Temps d’arc pilote de 20 à 1000 ms, c’est un temps transitoire pour l’établissement de

l’arc, pour la levée du pistolet (le pistolet ne se lève mécaniquement que 10 à 15 ms plus tard)

et pour l’arrivée du vrai courant de soudage.

8 – Zone « morte » de 20 ms (transition du courant de détection au courant de l’arc-pilote).

9 – Début de courant de soudage.

10 – Zone « morte » de 20 ms (transition du courant de l’arc-pilote au vrai courant de

soudage).

11 – Temps de soudage (de 50 à 1400 ms), c’est le temps de soudage par l’intensité de

courant de soudage demandée qui va déterminer l’apport calorifique.

12 – Désactivation de la bobine du pistolet (début de la période dite de plongée chaude).

Descente du pistolet

13 – Temps de plongée chaude de 10 à 200 ms, il détermine le maintient du courant de

soudage après la commande de désactivation de la bobine du pistolet afin que l’arc soit

toujours établi lorsque le goujon vient toucher la tôle lors de sa plongée. Un pic de courant (de

court-circuit) apparait lors du contact goujon-tôle.

14 – Coupure du courant de soudage.

15 – Temps de post-gaz de 0 ms à 1000 ms à la fin de la soudure afin de continuer la

protection gazeuse contre l’oxydation de la soudure encore chaude.

16 – Temps total du maintient du champ magnétique (de 0 ms à 1400 ms).

17 – Fin du cycle de soudage d’un goujon.

249

250

Une série d'essais préliminaires avec les modifications du poste à souder a montré la validité

de cette technique. En effet après plusieurs améliorations, des douilles M6, diamètre extérieur

de 12 mm ont été soudées par l'arc tournant avec des caractéristiques satisfaisantes.

Les essais expérimentaux ont montré que la géométrie du chanfrein du goujon influence le

résultat obtenu du point de vue mécanique pour le centrage et la perpendicularité et du point

de vue électrique par la facilité d’amorçage de l’arc en favorisant l’émissivité sur des pointes.

Plusieurs géométries de chanfrein ont été testées. Les trois géométries les plus

intéressantes sont reprises ci-dessous.

La première a été réalisée afin de créer un arc électrique à la pointe de la base de la

pièce annulaire, le plat devrait permettre au bain de fusion et au métal fondu de ne pas

rejoindre la partie centrale de la pièce et de laisser libre le centre et ne pas l’obturer pour tout

éventuel passage de pièce ultérieure.

La deuxième géométrie permettait également la naissance de l’arc. La pointe annulaire

et la section en V permettaient un centrage de la pièce dans le trou du plat à souder.

251

La troisième géométrie avait le même but que la précédente mais permettait une

meilleure perpendicularité entre le plat et la pièce annulaire. L’arc naissait ici aux arrêtes

vives de la section rectangulaire du petit anneau inférieur de faible volume qui facilite sa

fusion

Les essais expérimentaux ont montré le meilleur comportement en soudage de la

troisième géométrie. Le centrage est en effet très important dans ce genre d’assemblage.

Celui-ci dépend énormément du positionnement des pièces avant soudage.

La macrographie ci-dessous montre l'aspect de la soudure réalisée. Ce type de

chanfrein sera utilisé dans tous les essais et contrôles ultérieurs (influence du gaz, du courant

de soudage, tests mécaniques, …).

Figure 6.53 : Macrographie de la soudure goujon – tôle par arc tournant

Des essais mécaniques, dont figures ci-dessous, ont été réalisés pour déterminer la

résistance de la soudure ainsi obtenue.

252

FIG 6.54 : rupture de la tige filetée Fig 6.55 : Rupture des boulons de fixation

Les premiers essais avec une tige filetée n’ont pas permis de déterminer la résistance de

l’assemblage car la tige filetée qui a cédée la première (Fig6.54).

D’autres essais de traction tirant par le diamètre extérieur du goujon ont détruit l'assemblage

boulonné entre la tôle et la pièce support - figure 6.55.

Les essais suivants ont été effectués en utilisant des boulons de qualité supérieure. Ce

qui a permis de déterminer les caractéristiques mécaniques de la soudure.

La figure 6.56 montre qu’il y a assez de réserve de ductilité suite à un choc. Sous l’effet d’un

choc au marteau, le cordon du goujon soudé s’est déformé plastiquement sans se fissuré.

253

Fig 6.56 :Essai au choc

Le graphique de l’essai de traction Fig 6.57 montre que la soudure est assez ductile et que la

rupture du joint soudé est de caractère élastoplastique.

Fig 6.57 : Rupture élastoplastique de la soudure du goujon.

Lors du soudage de douilles de diamètres plus importants (M10 et diamètre extérieur

de 16 mm), la répétitivité de la soudure n'était pas constante et des défauts de collage,

caniveaux, morsures et d'accumulation de métal fondu, ont été remarqués. Dans le souci

d'élargir la gamme de diamètres soudés et d'améliorer la qualité de la soudure, une nouvelle

conception du système a été étudiée.

La tête magnétique a été redessinée plusieurs fois afin d’augmenter la qualité des

résultats et de répondre au mieux aux desiderata industriels (reproductibilité, légèreté,

robustesse, taille réduite, résistance thermique, …). Il a fallu réaliser le support du bobinage,

choisir le fil de bobinage et le nombre de spire, étudier la fixation de la pièce tubulaire, et la

fixation du pistolet.

254

6.5.5 IDENTIFICATION DES PARAMETRES REGISSANT LA TECHNIQUE PROPOSEE.

Les études expérimentales précédentes concernant l'action d'un champ magnétique sur

l'arc électrique de soudage TIG ont permis d'identifier les principaux facteurs, en l'occurrence

l'intensité du champ magnétique, du courant de soudage, la longueur de l'arc, la géométrie et

la nature des matériaux des électrodes.

Cependant, les essais préliminaires de soudage des goujons M6 par la technique de

l'arc tournant, ont mis en évidence l'influence d'un nouveau facteur supplémentaire sur la

stabilité et l'uniformité du mouvement de l'arc et sur la régularité et la qualité du joint soudé.

Ce facteur est la vitesse de rotation de l'arc.

6.5.5.1 Le courant de soudage

Le joint soudé est formé par l'action répétée de l'arc sur la section annulaire de la paroi

du goujon creux. A chaque tour, une partie est fondue jusqu'à la formation d'un bain de fusion

uniforme autour de tout le périmètre de la section annulaire, le goujon est alors plongé dans le

bain de fusion.

Le temps de rotation de l'arc ou le temps de soudage dépend de l'intensité du courant.

Ce dernier dépend à son tour du diamètre de la pièce à souder et de l'épaisseur de la paroi. Les

mesures expérimentales ont montré que l'intensité du courant de soudage par cette technique

est plus élevée qu'en soudage par un procédé classique de même épaisseur. En effet les

premiers essais avec des valeurs de courant de soudage relatives à une épaisseur de 3 mm de

la paroi du goujon ont donnés des mauvais résultats. La figure 6.58 met en évidence un

manque de fusion du à un faible courant alors que la figure 6.59 montre la macrographie

d’une soudure complète mais de très faible pénétration.

Fig 6.58 :Manque de fusion du à un faible

courant Fig 6.59 : Très faible pénétration

Cette différence est due à ce que la source de chaleur (l'arc) agit seulement

périodiquement sur chaque point de la section à fondre. En effet le temps de soudage,

influence l’énergie apportée au soudage de la même manière que le courant de soudage

( E UI tarc s s ). Cependant, le temps de soudage n’influence pas la valeur de la force

magnétique. On pourra donc faire varier ce paramètre afin de modifier l’énergie apportée à la

soudure sans modifier l’intensité de la force magnétique.

255

Une autre hypothèse qui pourrait être confirmée par une étude plus instrumentée (étude

cinématographique par imagerie rapide par exemple), c'est que la puissance de l'arc et la

quantité de chaleur transférée est réduite par le développement d'une composante azimutale

du courant de soudage sous l'effet du champ magnétique radial.

Macroscopiquement, la loi d'Ampère et la force de Laplace expriment la force

appliquée sur l'arc en totalité, c'est-à-dire en le considérant comme une seule entité : l'arc est

assimilé à un conducteur déformable à section constante.

Microscopiquement, la force de Lorentz exprime la force appliquée à une particule

chargée sous l'effet d'un champ magnétique.

Sachant que le plasma constituant la colonne de l'arc est formé de particules en

mouvement, essentiellement des électrons, ils seront soumis à l'action de la force de Lorentz

qui leur impose un mouvement azimutal, donc un courant azimutal dans le sens de rotation de

l'arc.

Les essais expérimentaux ont montrés qu’un courant de soudage dans la zone de 250 A à 350

A avec un temps entre 500 ms et 600 ms donnent des soudures de bonne qualité des goujons

M10, de diamètre 16mm dons épaisseur de la paroi est de 3mm.

Un courant de soudage plus élevé entraine une instabilité de l’arc et le goujon est brulé

comme le montre la figure 6.60.

Fig 6.60 : Intensité élevée de courant

6.5.5.2 Le gaz de protection.

Les premiers essais de soudage des goujons ont montré que parmi trois gaz testés,

l'argon est celui qui donne une soudure de meilleure qualité.

Le débit du gaz est plus important qu'en soudage avec procédé classique. Dans cette

technique de soudage, le bain de fusion s'étend sur toute la section de la pièce à souder. De

plus, suite à l'action du champ magnétique sur les particules du plasma et à l'effet

aérodynamique, le gaz ambiant, donc le gaz de protection autour de l'arc aura un mouvement

par diffusion. La température de l'arc et beaucoup plus élevée que celle du gaz aux endroits

par lesquels l'arc va passer, ce qui produit une importante variation de la pression de part et

d'autre de l'arc, qui subira une poussée d'origine thermique déstabilisant l'arc radialement.

256

D'autre part, il est connu que l'arc peut "mourir de froid" lorsqu'il est refroidit par un

courant de gaz froid d'un seul côté (méthode utilisée par les électriciens pour l'extinction de

l'arc dans les disjoncteurs).

Pour cela, une double alimentation en gaz est prévue : par l'intérieur à travers la pièce

à souder elle-même et par l'extérieur autour de l'enveloppe conique de la tête magnétique.

Fig 6.61 : Soudure de bonne qualité sous l’argon

Fig 6.62 :Une moins bonne pénétration au RVS 15 (Ar+CO2+H2).

Fig 6.63 : Soudure à l’Arcal 21(Ar + CO2)

La zone fondue est de faible dimension et donne le moins bel aspect des trois soudures

En augmentant le débit de gaz de protection, deux phénomènes apparaissent :

- Le premier est une amélioration de l’aspect de la soudure, absence de rochage et

/ou de porosité, meilleure qualité de la soudure et meilleure répétitivité. Ceci est

interprété comme résultat logique du fait que le bain de fusion s’étend sur toute la

couronne à souder et par conséquent la surface à protéger est plus grande.

- Le deuxième est un bruit excessif suivi par une instabilité du mouvement de l’arc

et parfois par une accumulation de métal fondu à l’intérieur du goujon qui obturait

les filets. Après plusieurs tentatives d’interprétations, il est apparu que ce

phénomène est dû à une mauvaise évacuation des gaz brûlés et du débit du gaz de

protection du bain de fusion. En effet, la bague en bakélite qui sert à isoler

magnétiquement, électriquement et thermiquement la tête magnétique de la tôle,

257

empêche l’évacuation des gaz. Le gaz emprisonné augmente la pression et en

s’échappant par le haut, il pousse le métal fondu vers les filets (Fig 6.64 ).

Fig 6.64 : Accumulation de métal

Fondu au fond des filets

L’ouverture de la rondelle en bakélite fixée sur le couvercle d’appui a permit une évacuation

des gaz brûlés lors du soudage et une résolution de ce problème (Fig 6.65 ).

Figure 6.65 : bague circulaire et fendue.

6.5.5.3 La longueur de l'arc.

Cette longueur représente la distance inter-électrode entre le goujon et la tôle, elle sera

déterminée par le réglage de la course de la levée des pièces mobiles commandées par le

pistolet.

Dans cette technique, la longueur de l'arc joue un rôle déterminant pour la stabilité

radiale de l'arc, du fait que celui-ci est en mouvement.

Il a été établi, dans l'étude de l'arc TIG dans un champ magnétique, que la colonne de

l'arc possède une certaine rigidité et qu'elle est inversement proportionnelle à sa longueur.

Les régions anodiques et cathodiques sont fort limitées dans l'espace, mais elles sont le

siège de phénomènes extrêmement complexes. Elles réalisent la transition entre les

conducteurs solides (goujons et tôles) et gazeux (colonne de l'arc), en assurant la fourniture et

la collecte de charge à la colonne de l'arc. Ce rôle d'interface permet logiquement de penser

258

que les pieds d'arc puissent avoir une action sur le mouvement d'ensemble et opposent

éventuellement une résistance à l'avancement de la colonne de l'arc.

Donc pour se déplacer, l'arc doit recréer des conditions d'existence (qui dépassent

notre étude dans ce cas), autrement dit, son mouvement est directement lié aux mécanismes

de transfert de sites anodiques et cathodiques. Ces raisons mènent à la courbure de la colonne

de l'arc sous l'effet de la force magnétique : sa colonne devance ses pieds. Cette courbure est

de plus en plus importante lorsque la longueur de l'arc augmente ce qui provoque une

instabilité radiale (comme le phénomène de flambement des poutres élancées) et

probablement une série de rupture de la colonne de l'arc, donc d'extinctions qui peuvent

expliquer les manques de fusion dans quelques régions.

Tous ces impératifs physiques conduisent à une longueur d'arc très réduite pour cette

application particulière. Les meilleures soudures sont obtenues avec une longueur d’arc de

2.5mm.

Des expériences [12] ont mis en évidence des conditions dans lesquelles le mouvement de

l’arc est dirigé davantage par des forces aérodynamiques agissant sur la colonne que par le

transfert des points d’émission le long de la surface cathodique dans le cas d’arc pouvant être

aussi court que 2 ou même 1 mm, se déplaçant sur un parcours circulaire.

Une série d'essais expérimentaux pourrait être nécessaire pour déterminer une plage de

longueurs d'arc qui offre, en fonction des autres facteurs, une plus grande stabilité et

uniformité du mouvement de l'arc pour produire une soudure de meilleure qualité.

6.5.5.4 Vitesse de rotation de l'arc.

Une caractéristique fondamentale qui distingue la technique de soudage avec un arc

tournant aux autres procédés de soudage classique, est que la vitesse du déplacement

(rotation) de l'arc n'est pas égale à la vitesse de fusion du métal donc à la vitesse de soudage.

Par sa nature comme décharge électrique, l'arc naît là où les conditions sont les plus

favorables : l'arc s'accroche sur les points les plus émissifs. La tache cathodique se déplace

plus facilement sur une couche de métal fondu, ce qui explique le déplacement par "sauts" de

l'arc et parfois son extinction, lorsque la température de l'électrode, donc de toute la section

annulaire n'est pas uniforme. Cet état produit inévitablement des manques de fusion et des

surfusions locales.

En tournant, l'arc entraîne avec lui une quantité de métal fondu qui s'accumule dans

des régions plus froides en formant des ponts métalliques entre les électrodes; donc des

courts-circuits provoquant l'extinction de l'arc.

D'autre part, la quantité de chaleur cédée aux électrodes (pièces) au niveau des pieds

d'arc entraîne l'émission de vapeurs métalliques susceptibles d'altérer profondément les

caractéristiques du plasma. De plus, si cette émission a lieu sous forme de jets (ce qui est

généralement le cas) ces derniers, par leur directivité influencée par le champ magnétique

agissent sur la structure de l'arc et peuvent donc avoir des répercussions directes sur la vitesse

de ce dernier.

259

Il est aussi important de signaler que l'augmentation du courant de soudage se traduit

par une augmentation de la section de l'arc (une des différences fondamentales entre arc et

conducteur solide), ce qui augmente considérablement la force de résistance aérodynamique

et le ralentissement de l'arc et probablement son arrêt en quelques endroits provoquant des

effondrements du bain de fusion.

Dans cette technique de soudage, la mise en mouvement du plasma joue un rôle

extrêmement important et influence fortement des caractéristiques essentielles (le mode de

déplacement des pieds de l'arc, la vitesse de fusion, la distribution de la température, …).

Il semblerait que l’émission puisse avoir lieu plus aisément lors de la seconde révolution et

les suivantes

En soudage classique avec déplacement linéaire de l’arc, les effets de l’électrode sont

vraisemblablement plus importants que les effets de la colonne, mais dans le cas d’un

mouvement de rotation de l’arc, il est probable que l’on obtienne un effet mixte d’électrode et

de colonne et qu’on ne peut pas dissocier les effets d’électrodes et de colonne dans les arcs de

soudage [13].

La quantification de la vitesse de rotation de l'arc revêt donc un intérêt majeur. Elle

peut expliquer l’éventuelle existence de différentes phases pendant le cycle de soudage et

l'origine de quelques défauts.

Il semblerait que l’émission puisse avoir lieu plus aisément lors de la seconde révolution et

les suivantes.

Il est clair que l'effet des différents facteurs mentionnés ci-dessus est d'autant plus

réduit que la vitesse de rotation de l'arc est élevée. Une vitesse élevée de rotation de l'arc

produit une température uniforme sur toute la section à souder donc de tout le bain de fusion

ce qui mène à une solidification simultanée évitant les défauts de collage et de morsures.

Une mesure de cette vitesse peut être réalisée indirectement par la mesure de la tension

de l'arc. Une fente dans la section de la pièce produira l'allongement de l'arc lors de son

passage par ce point, ce qui se traduit par un pic de tension. Le nombre des pics de tension par

seconde donne le nombre de tours effectué par l’arc en seconde. Malheureusement,

l’instrumentation à ma disposition ne m’a pas permis d’voir un résultat valable.

Une évaluation de la vitesse de l'arc permet de relier celle-ci aux autres paramètres de

soudage et au champ magnétique nécessaire à la production d'une soudure de haute qualité.

Une campagne complémentaire de mesures et d'essais expérimentaux avec une

meilleure instrumentation devrait déterminer des relations semi-empiriques entre ces

différents facteurs.

260

6.5.5.5 Le champ magnétique.

Le champ magnétique apparaissant dans la technique de soudage à l'arc tournant peut-

être schématiquement subdivisé en trois composantes reflétant la circulation du courant dans

des parties distinctes du système.

D'abord, le champ propre de l'arc, c'est-à-dire dû à la présence du courant de soudage dans

le plasma proprement dit. Ce champ est à la base de phénomènes tels que la

magnétostriction, et influence fortement les déformations et la stabilité de l'arc.

Malheureusement, à moins d'adopter des hypothèses extrêmement simplificatrices, sa

détermination est complexe et requiert d'être menée conjointement avec la résolution des

équations relatives au plasma.

Ensuite, le champ dû à la circulation du courant dans les électrodes. Ce champ traduit une

influence supplémentaire des électrodes (nature des matériaux et géométrie). En effet,

comme l'arc présente une dimension finie, les filets de courant se resserrent et subissent

une constriction au niveau des pieds d'arc; ce phénomène implique donc notamment des

composantes azimutales de courant, génératrice d'une induction radiale, dont on ne peut à

priori négliger l'importance vis-à-vis du mouvement global de l'arc.

Il a été montré dans nos études précédentes que ce champ pourrait être à l'origine de la

force "élastique" qui tend à ramener un arc soufflé, à sa position axiale initiale, donc de

restaurer sa déformation.

Enfin, et surtout, le champ dû aux éléments inducteurs (la bobine parcourue par le courant

magnétisant délivré par une source de courant continu stabilisé). Cet élément est destiné à

générer une induction radiale, qui interagit avec le courant d'arc (axial) et qui provoque

donc un mouvement azimutal. Cette interaction constitue le "moteur principal" de l'arc et

influence fortement les performances de la tête magnétique, et donc de la technique

proposée. Des modifications apparemment mineures (géométries des chanfreins, forme

des pôles magnétiques, distances pôle-pôle, pôles-pièces, pièces-tôle, …) conduisent à des

caractéristiques fort différentes. De plus, ce champ est celui sur lequel l'ingénieur dispose

de plus de possibilités pour agir afin d'en fixer l'amplitude, l'orientation, … . Une

modélisation de ce champ est présentée sur la figure de la page suivante. Dans notre

application, il est capital de minimiser la composante axiale inévitable de ce champ

magnétique par une conception optimale de la forme géométrique du circuit magnétique

qui canalise le flux magnétique. Cette composante axiale du champ magnétique interagit

avec la composante azimutale du courant de soudage susmentionnée (provoquée par le

mouvement relatif des électrons dans la colonne de l'arc dans le sens de rotation de l'arc

sous l'action du champ magnétique radial), produit une force magnétique radiale

centripète ou centrifuge dépendant du sens de rotation de l'arc.

L'existence de cette force radiale peut expliquer l'instabilité radiale de l'arc et l'éjection de

métal fondu vers l'intérieur du goujon soudé (obturation des filets) ou vers l'extérieur

(formation d'un bourrelet non uniforme autour du goujon).

Il été très difficile de mesurer expérimentalement la composante radiale du champ

magnétique dans la zone inter-électrode de l’arc. Une fourchette entre 50 et 100 Gauss est

relevée. Le contrôle de l’intensité du champ est effectué à travers le contrôle du courant

magnétisant injecté dans la bobine dont la valeur reste essentiellement basée sur

l’expérimentation. Un faible champ magnétique ne permet à la force magnétique de

261

vaincre les différentes forces de résistance, l’arc s’accroche à un point plus émissif et ne

tourne pas ou effectue des sauts et la soudure se fait en un point et pas sur toute la

couronne comme le montre la figure 6.66.

Fig 6.66 :L’arc ne tourne pas ou pas assez, la soudure se fait en un seul point.

262

263

6.5.6 PERSPECTIVES DE LA TECHNIQUE PROPOSEE.

La souplesse de la technique proposée fait qu'elle peut s'adapter à des

géométries différentes, ainsi des pièces ovales, circulaires, carrées, peuvent être soudées, tout

en adaptant la tête magnétique.

Une de ces autres applications que le soudage des goujons connecteurs qui peut être réalisée

par cette technique est le soudage des écrous pour jouer le rôle d’inserts ou autres.

La photo ci-dessous montre les résultats des essais pour souder des écrous avec cette technique

et la même tête magnétique.

Soudage d’écrou par arc tournant

Une série d'essais expérimentaux sont prévus pour l'extension de cette technique à des

matières autres que l'acier doux (acier inoxydable, aluminium, …).

264

BIBLIOGRAPHIE – Chapitre 6

[1] Anon : "Method for reducing residuel magnetism in welded steel pipe longitudinally

seam - welded from inside" British Patent Specification 1552 902, September 1979.

[2] Minehisa S, Konishi I, Murakami S and Shibuya Y : "Protection of magnétic arc blow

in TIG welding of 9% nickel steel".

[3] P. Gonthier - Maurin CNIM "Problemes particuliers du magnétisme résiduel pour le

soudage faisceau d'électrons" Soudage et Techniques connexes -

Septembre - Octobre 1990.

[4] A. Ducrot "Soudage par faisceau d'électrons"

Soudage et Techniques connexes - Septembre - Octobre 1990.

[5] Anon : "The removal of detrimental magnetic fields at pipeline tie-ins"

American Gas Association, AGA Catalog NO L 513 89 - March 1980.

[6] Guile A.E, Lord W.T, Adams V.W and Naylor K.A:”Hight –current arcs in transverse

magnetic fields in air at atmospheric pressure”.

[7] Maecker H. “Plasmastromungen in Lichtbogen in folge eigenmagnetishcher

Kompression” Zeitschrift für physik, 1955, Vol 141, pp 198.

[8] Naylor K.A. and Guile K.E “The effective drag width of short moving arcs in argon”,

Brit. J Appl. Phy, 1967, Vol 18, pp 1295.

[9] Serdyuk G.B. “Experimental investigation of the stability limits of a carbon welding

arc in a transverse magnetic field”, Izvestiya KievskogoPolitechnicheskogo Instituta,

1955, Vol 16.

[10] Mechev V.S. “Magnetic field set up by current flow through electrodes”

Svar-Proiz 1969, pp 7-10.

[11] Finkelburg, V. And Mekker, G. “Electric arcs and thermal plasmas” Iil, Moscow,

1961.

[12] Hand book “Process of welding”

[13] WWW. Stubs welding

[14] Blix E D and Guile A.E. “Column control in the magnetic deflection of a short arc”,

Brit. J. Appl. Phys., 1965, Vol. 16, p. 857.

[15] King L. A . and Howes J. A. , « The physics of material transfert in the welding arc”

E.R.A Report 5126.

[16] J.F. Lancaster, “The physics of welding”,International Institute of Welding. Pergamon

Press, 1984.

265

CONCLUSIONS.

Cette étude a permis de mettre en évidence les principaux paramètres qui régissent le

comportement de l'arc électrique de soudage soumis à un champ magnétique et de quantifier

expérimentalement leurs influences.

Ainsi, la distribution du magnétisme résiduel dans les chanfreins les plus couramment

rencontrés dans la pratique et l'effet des passes successives sur cette distribution ont pu être

mises en évidence et quantifiées expérimentalement.

Cette étude a permis aussi de mettre en évidence l’importance de la distribution de la

quantité de matériaux ferromagnétique autour de l’arc qui, à l’encontre de ce qui est répondu

dans la littérature et chez les soudeurs, a plus d’influence sur le soufflage de l’arc que la

position de la masse. Cette constatation ouvre une piste de solution au niveau de la nature et la

géométrie du système de fixation des pièces pendant le soudage. Celui-ci constitue un circuit

magnétique, qui va diminuer ou renforcer le soufflage de l’arc selon la disposition opératoire

et la maitrise des lois d’électromagnétisme par le soudeur.

En ce qui concerne la stabilité de l'arc soumis à un champ magnétique, cette étude a

permis de mettre en évidence et quantifier l'influence de la longueur d'arc, du courant de

soudage, de l’intensité du champs magnétique perturbateur et du débit de gaz de protection.

La modélisation du soufflage de l'arc de soudage sous l'effet d'un champ magnétique

en fonction des paramètres majeurs qui régissent le phénomène a été abordée par une

approche semi-expérimentale. Elle est basée sur l'hypothèse que l'arc électrique de soudage se

déforme suivant un arc de cercle et qu'il possède une rigidité transversale sensiblement plus

importante que sa rigidité axiale. Cette approche a permis de modéliser le comportement de

l'arc avec un niveau d'approximation convenable comme la montre la comparaison entre les

résultats calculés sur base du modèle et les mesures effectuées.

Cette modélisation a permis ainsi de déterminer une expression simple d’un champ

magnétique critique maximal reliant les paramètres majeurs de l’opération de soudage, que le

soudeur en a accès. Ce champ magnétique critique est celui au-delàs duquel l’arc entre en

phase d’instabilité et aucune soudure de qualité ne peut être garantie. Ce champ critique

pourrait être adopté par des entreprises de construction métallique comme critère pour se faire

valoir le droit de refuser toute commande de tôle contenant du magnétisme résiduel dépassant

cette limite.

Les hypothèses avancées pour élaborer cette modélisation sont basées sur des

constatations expérimentales, retrouvées à la fois dans la littérature et lors des essais réalisés

dans le cadre de cette étude mais qui n'ont généralement pas d'explications théoriques

complètes. Cet aspect des choses mériterait un approfondissement, mais l'ampleur et la

spécificité de cette étude complémentaire dépasse le cadre de ce travail.

Une approche "analogique", d'application pratique, consisterait à asservir le champ

magnétique stabilisateur en temps réel, à partir de la caractérisation continue de la

déformation de la colonne de l'arc. On peut ainsi intégrer le comportement réel de l'arc

électrique de soudage puisque celui-ci agit en véritable capteur de tous les facteurs

d'influence.

266

Cette approche nécessiterait la définition et la conception d'un système

d’asservissement de l’arc permettant de créer un champ stabilisateur d’amplitude,

d’orientation et de fréquence bien déterminés et la conception d'un capteur de position de l'arc

ainsi que du système de régulation et d'asservissement. Une sorte de « boite noire » où

l’incidence des différents paramètres est prise en compte par le biais des relations semi-

empiriques déterminées dans cette étude. Un système d’interface « mesure de la perturbation/

Champ correcteur » d’une grande souplesse et spécifiquement dédié devrait être développé.

Ainsi et en ce qui concerne la lutte contre le soufflage magnétique de l’arc électrique

de soudage, on peut dire qu’à la lumière de cette étude trois pistes de solutions sont offertes :

La première solution est particulière, puisqu’elle concerne seulement un produit

donné de géométrie simple et qui se répète. L’exemple type est celui des gazoducs.

Cette solution pratique qui consiste à appliquer un contre champ ne demande pas des

connaissances particulières du soudeur. Il suffit de savoir mesurer l’induction

magnétique dans le chanfrein et de bien appliquer l’abaque des courbes de

compensation établies préalablement. Cette solution que j’ai déjà utilisée pour

solutionner le problème de soufflage de l’arc sur des chantiers de DISTRIGAZ a été

approuvée et améliorée dans l’étude présentée à la référence [42] de l’introduction.

Néanmoins elle reste une solution valable seulement pour le soudage d’un seul produit :

les tubes.

Une deuxième solution est celle utilisée par les soudeurs d’une façon empirique

sans aucune garantie de résultat. Cette solution consiste à diviser et /ou changer la

position de la masse, d’ajouter des appendices, d’ajouter de la limaille de fer, de jouer

sur le dispositif de fixation… Cette solution demande des connaissances approfondies

des lois d’électromagnétisme pour déterminer les distributions des lignes de force

magnétique dans l’ensemble des pièces soudées. C’est pour cette raison que souvent le

soufflage est accentué au lieu d’être réduit.

La troisième solution que nous proposons est générale et peut être appliquée à

toute circonstance. L’action se fait sur l’arc directement à partir de son comportement

et son mode de déformation en appliquant un contre champ magnétique correcteur

asservie et régulé. Par mettre en pratique cette solution comme mentionné plus haut,

cela implique l’étude et la réalisation d’une sorte de tête magnétique qui serait

incorporé à la torche pour produire un champ magnétique adéquat pour contrecarrer le

champ perturbateur. Cette solution devrait prendre en compte la déformation de la

colonne de l’arc selon les relations données par la modélisation établie dans ce travail.

Cette solution nécessiterait :

* D’abord, de déterminer l’orientation et l’amplitude du champ à introduire en fonction

de la déflexion observée ; cet aspect est directement relié à la modélisation proposée.

* Ensuite, de mettre au point un système capable d’induire, en temps réel, le champ

magnétique correcteur ; à cet égard, il y aura lieu, de concevoir, d’une part, un

ensemble de bobines dont la topologie permet de générer diverses distributions de

champs magnétiques et, d’autre part, un système d’alimentation de ces bobines ;

267

* Enfin, de réaliser une régulation entre le système de mesure de la perturbation et le

système de correction.

Un système d’interface spécifiquement dédié devrait être développé pour une éventuelle

industrialisation du procédé.

La définition de cette « tête magnétique » génératrice du champ stabilisateur se fera sur base

des résultats expérimentaux, tant industriels que de laboratoire. La conception devra tenir

compte des conditions imposées par le soudage et son environnement propre. Les principaux

éléments à prendre en compte sont : l’encombrement du matériel, sa tenue à la chaleur, la

protection contre les projections la nécessité de contrôle visuel de l’arc, le temps de

réponse,…

Il ressort de ce qui précède que le problème de maîtrise de l'arc électrique par des

champs magnétiques est extrêmement complexe, et loin d'être résolu. La présence de trois

types de courant dans l'arc de soudage (axial, radial, azimutal) avec trois ou quatre types

d'induction magnétique, produit une douzaine de forces magnétiques appliquées sur l'arc.

Sans oublier les forces d'origine thermiques, électrodynamiques, hydrodynamiques et

magnétohydrodynamiques. Cependant, les connaissances accumulées sur le sujet et le recours

à l'expérimentation m’ont permis d'acquérir une bonne expérience en la matière pour la mettre

en pratique afin de développer des nouvelles applications de technologie de soudage.

En effet, la maîtrise de l'influence des champs magnétiques sur le comportement de

l'arc électrique de soudage a été un outil permettant de développer des technologies de

soudage innovantes. Ainsi le contrôle de la position de l’arc de soudage par un champ

magnétique radial a permis de souder des goujons connecteurs creux par un arc tournant sous

l’effet d’un champ magnétique radial.

La conception d'une tête magnétique conventionnelle, qui s'adapte à une large gamme

de diamètre, d'épaisseurs et de longueurs de goujons de section creuse est mise au point ainsi

qu'une série d'essais pour optimiser les paramètres de soudage.

Cette technique de soudage permettra de tirer un maximum de profit et de gain sur le

temps de soudage des goujons connecteurs, la qualité du joint soudé et surtout la nature des

joints soudés et la procédure d'accès aux endroits confinés et non accessible par les procédés

de soudage classiques.

Différents types de joints en différentes positions et géométries peuvent être réalisés

par cette technique, ce qui simplifie la conception des pièces et développe de nouvelles

applications.

Cette technique est souple et peut s'adapter à des applications particulières comme par

exemple le soudage des échangeurs de chaleur constitués d'un faisceau de tubes de faible

épaisseur.

De nombreuses autres applications peuvent être envisagées comme par exemple

l'application d'un champ magnétique alternatif à basse fréquence pour améliorer le soudage

des tôles fines et des tôles de métaux différents et ce, par un meilleur mouillage et un meilleur

contrôle du bain de fusion. L’oscillation de l’arc pour malaxer le bain de fusion affine les

grains et augmente la ductilité et la ténacité du cordon de soudure. Le problème de transition

du transfert de métal dans l’arc du mode globulaire au mode pulvérisation axiale avec

différents gaz de protection mérite d’être exploré par imagerie rapide en présence d’un champ

268

magnétique surtout que notre étude a montré un certain changement de propriétés électriques

de l’arc « aimanté ».

Nous voyons ainsi qu’à la lumière de cette étude, de nombreuses applications pourraient être

envisagées mais qu’il subsiste également de nombreuses questions qui ouvrent encore de

longues perspectives de recherche pour le futur.