Influence de la structure métallurgique des soudures en...

INTRODUCTION

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INTRODUCTION GENERALE

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

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

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

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

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

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

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

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

INTRODUCTION

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

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

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

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

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

INTRODUCTION

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

INTRODUCTION

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CHAPITRE 1. ETUDE BIBLIOGRAPHIQUE

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CHAPITRE I

Etude bibliographique

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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


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1. Etude bibliographique

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

1.1 Métallurgie du soudage des aciers inoxydables austénitiques

1.1.1 Généralités

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

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

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

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

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

1.1.2 Solidification dans les soudures en acier austénitique

1.1.2.1 Structures de solidification

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


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

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

dxL= avec TL température du

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

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

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

Figure 1.1 : Effets du gradient thermique surla surfusion constitutionnelle

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

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

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

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

x

TL G1 : pas de surfusionG2 : surfusion

T liquidus

Zone de surfusionconstitutionnelle


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

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

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

1.1.2.2 Modes de solidification

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

- Mode A : solidification en austénite primaire ;

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

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

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

Croissanceéquiaxedendritique Croissance

colonnairedendritique

Croissance cellulairedendritique

Croissance cellulaire

Croissance planaire

D G R* /

CL


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

Remarques :

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

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

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

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

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


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

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

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

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

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

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

1.1.2.3 Croissance par épitaxie et croissance sélective

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

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

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

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


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

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

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

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

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

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

1.1.3 Influence des paramètres de soudage

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

1.1.3.1 Energie de soudage

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

E = UI

V

( 1.1)


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

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

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

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

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

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

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

R = VS*cosθ ( 1.2)

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

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

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

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

V

vθ

R = VS*cosθC

R=VS

A

B

Front desolidification


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

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

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

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

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

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

rHx et

rH y indiquées sur

le schéma.

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

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

Sens de soudage Sens de soudage


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

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

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

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

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

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

1.1.3.4 Méthodes d'affinement structural

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

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


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

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

1.2 Théorie sur la propagation des ondes ultrasonores dans lesmilieux anisotropes

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

1.2.1 Equations de propagation

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

ru , qui intervient

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

ru ) :

ε ∂∂

∂∂ij

i

j

j

i

ux

ux

= +1

2( ) ( 1.3)

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

ij ijkl klCσ ε= ( 1.4)

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

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

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

∂σ∂

ρ∂∂

ij

j

i

xut

=2

2( 1.5)


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

ru [DIE 74] :

ρ∂∂

∂∂ ∂

2

2

2ut

ux x

iijkl

l

j k

C= ( 1.6)

1.2.2 Solutions des équations de propagation

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

ru 0 et se propageant à la vitesse V dans la

direction rn :

i i

j j

u u F tn x

V= −0 ( ) ( 1.7)

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

ρV u ui il l

2 0 0= Γ ( 1.8)

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

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

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

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

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


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

ij (ou kl) 11 22 33 23 13 12

m (ou n) 1 2 3 4 5 6

Cijkl ⇒ Cmn

εij ⇒ εm pour m ≤ 3

εij ⇒ εm/2 pour m > 3

σij ⇒ σm

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

rx , 2

rx , 3

rx ) :

C =

C C C

C C C

C C C

C

C

C

11 12 13

12 22 23

13 23 33

44

55

66

0 0 0

0 0 0

0 0 0

0 0 0 0 0

0 0 0 0 0

0 0 0 0 0

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

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

C11 = C22

C13 = C23

C44 = C55

C66 = (C11 - C12)/2

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

rx ). Elle est caractérisée

par :rn = (0,sinθ,cosθ) avec θ = ( 3

rx , rn )

Les composantes du tenseur de Christoffel sont alors :


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Γ =

C + C

C + C ( + C )

( + C ) + C

66 55

22 44 44 23

44 23 44 33

sin cos 0 0

0 sin cos C sin cos

0 C sin cos C sin cos

2 2

2 2

2 2

θ θθ θ θ θ

θ θ θ θ

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

λ(1) = Γ 11

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

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

2 + 4 Γ 232]1/2)

( 1.9)

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

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

V i i( ) ( ) /( / )= λ ρ 1 2 ( 1.10)

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

( )ru0 1

1 0 0( )

, ,=

ru0 2

2 222

223

2 22

232 22

2

223

01

1 1

( )

,( )

,( )

=+ −

−

+ −

λ

λλΓ

Γ

Γ

Γ ΓΓ

( 1.11)

ru0 3

3 332

223

3 33

233 33

2

223

01

1 1

( )

,( )

,( )

=+ −

−

+ −

λ

λλΓ

Γ

Γ

Γ ΓΓ

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

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

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

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

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

pour définir cette onde.

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

rx ),

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

définir cette onde.

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


36

x2x1

x3 n

u0(1)

u0(3)

u0(2)

Onde TH

Onde QTV

Onde QL

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

rx , 3

rx ).

Remarques :

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

rx ),

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

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

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

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

1.2.4 Notion de vitesse de groupe ou d'énergie

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

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

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

En appelant r

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


37

r

r

VPe =ε

( 1.12)

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

rn et aux constantes d'élasticité par la relation

suivante :

V Cu u n

Vi

e

ijkl

j l k=0 0

ρ( 1.13)

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

V V n Ve e= =r r

. .cos∆ ( 1.14)

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

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

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

rn . Les différents paramètres définis ci-dessus sont schématisés

sur la Figure 1.12.

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

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

rx , 3

rx )

θ

∆r

V (//rn )

rV e

Axe d’élongation desgrains d'austénite

Plan d'onde


38

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

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

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

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

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

-50,0

-40,0

-30,0

-20,0

-10,0

0,0

10,0

20,0

30,0

40,0

50,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90

θ(°)θ(°)θ(°)θ(°)

∆(°)∆(°)∆(°)∆(°)

QL

QTV

TH

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

rn

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

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


39

Propagation à 0° Propagation à 45°

d)

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

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

sin

( )

sin

( )

sin

( )

θθ

θθ

θθ

R

R

T

T

I

IV V V= =

( 1.15)

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

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


40

1/VL

1/V2 QTV

1/VT

Interface

1/V3 QLSoudure

Acier isotrope

rV

e2

rVe3

θIL θRL

θRT

θT2

θT3

x2

x3

a)

x3 ( direction des

grains colonnaires)

x2

Ve2 QTV

Ve3 QL

rV

2 rV

3

(θ+∆)3(θ+∆)2

b)

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

rx , 3

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

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

1.3 Modélisation de la propagation des ultrasons dans lessoudures

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

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

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

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


41

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

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

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

1.4 Atténuation et bruit de structure

1.4.1 Atténuation dans le métal de base

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

A A e x= −0

α ( 1.16)

avec A0 : amplitude à la distance x0

A : amplitude à la distance x+x0

α : coefficient d’atténuation

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

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

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

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

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

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


42

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

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

1.4.2 Atténuation dans les soudures

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

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

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

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

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

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


43

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

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

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

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

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

1.4.3 Bruit de structure

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

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


44

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

1.5 Influence des paramètres de soudage sur le contrôle parultrasons

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

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

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

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

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

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


45

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

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

1.6 Choix du traducteur pour le contrôle des souduresausténitiques

1.6.1 Choix de la fréquence

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

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

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

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

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


46

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

1.6.2 Choix du mode de polarisation

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

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

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

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

Cependant les problèmes suivants rendent encore leur utilisation limitée :

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

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

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


47

1.6.3 Traducteurs focalisés et à émetteur/récepteur séparés

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

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

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

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

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

1.7 Conclusions et axes du travail de thèse

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

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


48

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

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

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

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

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

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

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

Cuve

Pressuriseur

Pompe primaire

Générateur devapeur

Soudures


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

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

Influence de la structure métallurgique des soudures en...

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