Thème - Université Larbi Tébessi · République Algérienne Démocratique et Populaire...

République Algérienne Démocratique et Populaire

Ministère de L'enseignement Supérieur

et de la Recherche Scientifique

Université Larbi Tébessi -Tébessa

Faculté des Sciences et de la Technologie

Département de Génie Mécanique

Option : Génie des Matériaux

Mémoire de fin d'étude en vue de l'obtention du diplôme de Master en

Génie des Matériaux

Thème :

Réalisé par : Encadré par :

FETHALLAH Rogaia Dr . HANNACHI Med

Tahar

RABAH Amna

Analyse de l’étirage à chaud

des tubes soudés

ANNEE UNIVRESITAIRE

2015/2016

Remerciements

I

REMERCIEMENTS

On remercie dieu le tout puissant de nous avoir donné la santé et d’entamer et de terminer ce mémoire.

Derrière ce travail se cache la présence, le support et l’ouverture d’esprit

de mon encadreur, Monsieur « HANNACHI Med Tahar »on le remercie pour la qualité de son encadrement exceptionnel, pour sa

patience, sa rigueur et sa disponibilité durant notre préparation de ce mémoire.

Nous voudrions remercier les membres du jury pour avoir accepter

d’évaluer ce travail et pour toutes leurs remarques et critiques. Mes remerciements s’adressent aussi à tous les enseignants de génie des

matériaux qui ont participés à ma formation.

Nous voudrions également remercier tous les membres de l’Unité Anabib Tébessa qui m’a aidé à la réalisation de ce travail dans une

ambiance de fraternité et d'amitié et ainsi, nous souhaitons exprimer toute notre profonde gratitude au monsieur ADEL.

Nos profonds remerciements vont également à toutes les personnes qui

nous ont aidés et soutenue de prés ou de loin

II

Dédicaces Je dédie ce modeste travail tout d’abord à :

Ma mère, qui a œuvrée pour ma réussite, de par son amour, son

soutien, tous les sacrifices consentis et ses précieux conseils, pour

toute son assistance et sa présence dans ma vie, reçois à travers

ce travail aussi modeste soit-il, l'expression de mes sentiments et

de mon éternelle gratitude Rourkia

Mon père, qui peut être fier et trouver ici le résultat de longues

années de sacrifices et de privations pour m'aider à avancer dans

la vie. Puisse Dieu faire en sorte que ce travail porte son fruit ;

Merci pour les valeurs nobles, l'éducation et le soutient

permanent venu de toi Soltane

.Mes frères et sœurs qui n'ont cessé d'être pour moi des exemples

de persévérance, de courage et de générosité Lotfi .Afaf.

Ameur .Farés .Hadil et mon beau frère Soufian

Mes grands-parents miséricorde de Dieu et ma grand-mère laalia

Ma tante beldia et sa famille

Ainsi que :

Ma cher sœur ma binôme Amna

A mes chères amies

A tous ceux qui me sens chers

II

Dédicace . Ce travail est dédie à mon défunt père qui m à

toujours soutenu et motivé dans mes études et que

j’espère lui être reconnaissante Ma mère qui a sacrifiée

sa vie pour moi

A mon cher grand Fère Omran qu’est toujours été la

pour moi et qui m’a donné de la confiance et de courage

.Sans oubli son épouse Zina.

A mes sœurs Zina Fatma.

Ma chère sœur Chams la plus gâtée, et surtout ma

chère sœurs Noura et son époux Karim.

A mes frère Mohammed, Yacine, Taher. Amon

beau frère Ammar. A toute mes collègues et surtout mon Admirable

binôme Rokaia.

A mes nièces Sonia, Hinda, Malek et mes neveux

Abd el halim, Taki, Kamel. Ainsi que pour :

A toute mes familles.A tous ceux qui me sont chers,

A mes chers amis et amies.

III

ملخص

كما قمىا , في تذايح دراستىا حاولىا تىظيح ووصف غريقح تلحيم األواتية تالتحريط راخ التردداخ العليا

تقليص األتعاد والحذ مه القطر يرافقها اوخفاض صغير مه أيعا تذراسح الذرفلح على الساخه قصذ

سثق لما متىازيح وتائج فهي أما الذراسح التجريثيح متثىعح تعمليح تمذيذ األواتية الملحمح ساتقا , ,السمك

التجارب مه سلسلح تإجراء قمىا تأثيراتها را,وإلظه .E24-2(S35JR)المعذن في التغيراخ مه

. قثل وتعذ الذرفلح.الصذمح و الصالدج هي الشذ, الميكاويكيح

ABSTRACT

At the beginning of our study we have attempted to describe the welding of

tubes in high frequency induction, we have also define an important

thermoforming process ho named by rolling and drawing in hot of tube welded

steel E24-2 (S235JR). Alongside this work a series of mechanical tests were

performed (tensile, hardness and resilience) before and after rolling.

RÉSUMÉ

Au début de notre étude nous avons tenté de décrire le soudage des tubes par

induction à haute fréquence. On à procédé également a définir un procède de

thermoformage important qui est le laminage et l’étirage a chaud des tube

soudés en acier E24-2 (S235JR). Parallèlement à ce travail une série d’essais

mécaniques à été réalisées (traction, dureté et résilience) avant et après

laminage.

Table des matières

IV

TABLE DES MATIERES

Remerciements ……………………………………………………………………… I

Dédicace……………………………………………………………………………… II

Résumé……………………………………………………………………………….. III

Table des matières……………………………………………………………………. IV

Liste de symbole et notation …………………………………………………………. V

Liste des figures ……………………………...………………………………………. VI

Liste des tableaux ……………………………………………………………………. VII

Introduction générale…………………………………………………………………. 01

Partie I: Etude bibliographie.

Chapitre I: Notions fondamentales de soudage des tubes par

induction.

I.1.Introduction……………………………………………………………………….. 03

I.2. Procédés et notions de soudage…………………………………………………... 03

I.3. Description du procédé de soudage par induction à haute fréquence (HF) ……… 05

I.3.1. L’énergie de soudage……………………………………………………….. 07

I.3.2. Le processus d’échauffement ………………………………….......... 09

I.3.2.1. Chauffage par induction magnétique…………………………………. 09

I.3.2.2. Les facteurs influençant l’épaisseur chauffée………………………… 10

I.3.2.3. Répartition du champ………………………………………................. 12

I.3.2.4. Propriétés magnétiques et physiques……………………….................. 16

I.4. Bobine d'induction………………………………………………………………... 17

I.5. Courants induits et profondeur de pénétration…………………………………… 17

Table des matières

IV

I.5.1. Effet de peau……………………………………………………………....... 17

I.6. Caractérisation du Matériaux utilisé ……………………………………… 20

I.6.1.Définition de l’acier E24-2………………………………………………...... 21

I.6.2.Analyse chimique………………………………………………..................... 21

I.6.3.Désignation symbolique normalisée ………………………………………... 23

I.6.4 Désignation numérique normalisée…………………………………………. 23

I.7.Conclusion du chapitre …………………………………………………………… 26

Chapitre II: Caractérisation du processus de laminage et

étirage des tubes à chaud.

II.1. Introduction……………………………………………………………………… 27

II.2 .Définition du Laminage…………………………………………………………. 27

II.3.Laminoirs industriel……………………………………………………………… 28

II.4. Laminage des produits plats…………………………………………………….. 29

II.5. Les différentes étapes du laminage à chaud…………………………………….. 31

II.5.1. Le réchauffage……………………………………………………………... 31

II.5.2. Laminage asymétrique………………………………………………….. 32

II.6. Laminage des tubes en acier…………………………………………………...... 32

II.6.1. Réduction pendant le laminage ……………………………………………. 33

II.6.1.1. Les cages réductrices ………………………………………………… 34

II.7. L'étirage…………………………………………………………………………. 35

II.7.1. L'étirage à chaud des tubes creux………………………………………….. 37

II.7.2. L'étirage avec mandrin …………………………………………………….. 38

Table des matières

IV

II.7.3 Géométrie du mandrin fixe ………………………………………………… 39

II.7.4. Géométrie de Filières ……………………………………………………… 40

II.8. Paramètres influençant l'étirage ………………………………………………… 44

II.8.1 La lubrification …………………………………………………………….. 44

II.8.2. La vitesse d'étirage ………………………………………………………… 45

II.8.3 Le pourcentage de réduction ……………………………………………….. 45

II.8.4 .L'angle d'étirage …………………………………………………………… 46

II.8.5. Les sollicitations de la matière pendant le procédé……………………….. 48

II.8.6. Forces d'étirage ……………………………………………………………. 48

II.9.Résistance des tubes étirés ………………………………………………………. 49

II.10. Aspects métallurgiques de laminage…………………………………………… 50

II.10.1. Ecrouissage et restauration du métal pendant la déformation……………. 50

II.10.2. Recristallisation statique………………………………………………….. 52

II.10.3. Recristallisation dynamique………………………………………………. 52

II.11. Défauts de laminage……………………………………………………………. 53

II.11.1. Défauts géométriques…………………………………………………….. 53

II.11.2. Défauts métallurgiques et microstructuraux……………………………… 55

II.11.3. Défauts de surface………………………………………………………… 55

II.12.Conclusion du chapitre …………………………………………………………. 57

Partie II: Etude expérimental.

Chapitre III: Résultats expérimentaux et analyses.

III.1. Introduction……………………………………………………………………... 58

Table des matières

IV

III.2. Paramètre de calcule………………………………………………………….. 58

III.3. Procédure expérimentales………………………………………………………. 66

III.3.1. Choix du métal de base…………………………………………………… 66

III.3.2. Analyse chimique de l’acier S235JR (E24-2)…………………………….. 67

III.3.3. La métallographie…………………………………………………………. 67

III.3.3.1. Découpage et usinage des éprouvettes………………………………. 67

III.3.4 Essais mécaniques…………………………………………………………. 68

III.3.4.1. Essai de traction……………………………………………………… 68

III.3.4.2. Essai de dureté……………………………………………………….. 71

III.3.4.2.1. Essai de dureté Vickers…………………………………………. 73

III.3.4.3.L’essai de micro dureté…………………………………………... 74

III.3.4.3.1.Enrobage……………………………………………………. 74

III.3.4.3.2.Polissage……………………………………………………. 74

III.3.4.3.3. Attaque chimique………………………………………….. 75

III.3.4.3.4. Principe…………………………………………………….. 75

III.3.4.3.5. Microscope optique……………………………………....... 76

III.3.5.Essai de Résilience (K) (pour joint transversale)………………………….. 76

III.3.5.1. Principe de l’essai……………………………………………………. 77

III.4. Résultats expérimentaux des essais mécaniques……………………………….. 79

III.4.1. Résultat d’essais de traction………………………………………………. 79

III.4.1.1.L’éprouvette de traction………………………………………………. 79

III.4.1.2. Effet de la température sur les propriétés mécaniques de l'acier…….. 86

Table des matières

IV

III.4.2. Résultat d’essais de dureté……………………………………………....... 89

III.4.3. Résultat d’essai de résilience sur tube fini et matière première (ébauche)... 95

III.5.Analyse des résultats…………………………………………………………. 99

III.6.Conclusion du chapitre …………………………………………………………. 102

Conclusion générale…………………………………………………………………... 103

Références et Bibliographie…………………………………………………………...

Liste des symboles notation

V

Liste des symboles et notation

Symboles.

Unités. Désignations.

B Tesla D’induction magnétique.

𝛍 h / m La perméabilité magnétique.

𝐇 A / m Champ magnétique.

μr _ Perméabilité relative.

μ0 Hm-1

La perméabilité magnétique du vide.

d _ Profondeur de pénétration.

is _ La valeur du courant induit à la

surface.

f

_ Fonction de la fréquence.

𝝅 _ Constant.

𝛒 _ La résistivité électrique.

℮ mm Epaisseurs.

R e min N/mm2 Limite élastique Minimale.

R m min N/mm2 Résistance à la traction Minimale.

Amin % Allongement Minimal.

Rmin Da J/cm2 Résilience Minimale.

E KN/mm2 Module d’élasticité d’ Young.

G KN/mm2 Module de glissement.

𝛎 _ Coefficient de contraction latérale

(Poisson).

10-5

/°C Coefficient de dilatation thermique.

KN/m3 Charge volumique (masse

volumique).

V mandrin m/s Vitesse mandrin.

V tube m/s Vitesse tube.


V

A % Réduction.

d0 ext mm Diamètre des tubes.

d f ext mm Diamètre finale des tubes.

R 0ext mm Rayon extérieure.

R f ext mm Rayon extérieure final.

- Angel d’étirage.

ei mm Epaisseur initiale

ef mm Epaisseur finale

Di mm Diamètre initiale.

Df mm Diamètre finale.

F étirage N Force d’étirage.

ɑ - Demi-angle de la matrice.

FR - Fraction de recristallisation statique.

t s Temps.

k et n - Deux constantes caractérisant la

cinétique.

Lp mm La longueur d’étirage.

D∆ mm La défirent de diamètre.

e∆ mm La défirent d’épissure.

A total % Réduction total.

étirageσ MPa La contraint d’étirage.


V

Pr N La force de chargeant (la force

normale).

FF N La force de frottement.

% La déformation de l’étirage.

% L’allongement.

R mm Le rayon du galet

Rm MPa La charge de rupture.

Re MPa Limite élastique.

Li mm La longueur intaille.

Lf mm La longueur finale.

L∆ mm Défirent de longueur.

Z % Striction.

Sf mm 2

Section finale.

Si mm2

Section inertielle.

Hv MPa La dureté Vickers.

F N La charge appliquée au

pénétrateur.

d moy mm La diagonale moyenne de

l’empreinte.

W J Le travail.

Kcv J/cm2

Résiliions

α - Demi-Angel du cylindre.


V

μ1 - Coefficient de frottement enter tube et

cylindre.

μ2 - Coefficient de frottement enter tube et

Mondrian.

Lf mm Longueur final.

Li mm Largeur initial.

μ - Coefficient de frottement.

B’ - Pour mandrin un mouvement.

d m-2

Densité de dislocation.

d - Vecteur de Burgers.

Liste des figures

VI

Liste des figures

Figure Pages

Figure I.1 Exemple de profiles tubulaires ……………………………....... 05

Figure I.2 La table soudeuse et les galets de serrage………………………. 06

Figure I.3 Formage progressif d’un feuillard au moyen des galets ............. 06

Figure I.4 Chauffage des tubes par induction …………………………….. 07

Figure I.5 Chauffage des tubes à haute fréquence (HF) : A – par contact,

B – par induction ……………………………..………………..

08

Figure I.6 Chauffage des tubes par contacts……………………….………. 08

Figure I.7 Tubes soudés finis par induction ……………………………… 09

Figure I.8 Chauffage par induction, inducteur mono spire et multi spires ... 10

Figure I.9 Barre impudeurs (contenant les Ferrites) à l’intérieur du tube... 13

Figure I.10 Processus technologique du soudage par induction à haute

fréquence………………………………………………….…….

13

Figure I.11 Variétés des tubes soudés………………………………...…….. 14

Figure I.12(a) Les deux effets - de peau et de proximité………………….…… 14

Figure I.12(b) Présentation des bords et effet de la proximité…………………. 15

Figure I.13 Effort de forgeage exercé par les galets (vue de dessus) suivit

d’un raclage mécanique………………………………………....

15

Figure I.14 Profondeur de pénétration en fonction de l’intensité de

courant………………………………………….…………….....

19

Figure I.15 Les profondeurs de pénétration en fonction des fréquences …… 19

Figure I.16 Pénétration standard (a) à haute fréquence, (b) à basse

fréquence………………………………………………………..

20

Figure I.17 Schéma explicatif de la distribution des courants et température 20

Figure I.18 Composition chimique de l’acier E24 –2………...…………...... 21

Figure II.1 Laminoir Sendzimir, réversible à plusieurs cylindres, pour le

laminage d'acier inoxydable (les bobines de papier sont

destinées à protéger les surfaces brillantes ……………………..

28

Figure II.2 Schéma d’une cage quarto de laminage……………...……….... 29

Figure II.3 Train de laminage des produits plats………………………........ 30

Figure II.4 Laminage à chaud des tôles…………………………………….. 30

Liste des figures

VI

Figure II.5 La géométrie du laminage asymétrique……………………….... 32

Figure II.6 Schéma de Principe du laminage……………………………...... 33

Figure II.7 Les cages réducteurs à chaud des tubes……………………….... 34

Figure II.8 Les cages de réduction, et principe d’étirage des tubes………… 35

Figure II.9 L'étirage et ses paramètres caractéristiques……………………. 35

Figure II.10 L’étirage sur boulet flottant…………………………………….. 36

Figure II.11 L’étirage sur olive………………………………………………. 38

Figure II.12 Exemples de formes de sections transversales obtenues par

.étirage…......................................................................................

37

Figure II.13 L’étirage des tubes creux………………………...…………....... 37

Figure II.14 L’étirage des tubes creux………………………...…………....... 38

Figure II.15 Tube laminé et étiré à chaud avec mandrin fixe……………....... 38

Figure II.16 Étirage sur mandrin………………………………….................. 39

Figure II.17 Laminage à Mandrin fixe………………………………………. 40

Figure II.18 La filière conique……………………………………………….. 41

Figure II.19 Tubes de matière première donnant différents angles d'étirage

pour un même pourcentage de réduction de 50%........................

47

Figure II.20 Recristallisation dynamique au cours du laminage à chaud….… 50

Figure II.21 Aspects métallurgiques du laminage………...…………………. 51

Figure II.22 Cinétique de recristallisation statique………………...………… 52

Figure II.23 Principales interactions « multi physiques » lors de la

déformation à chaud……………………………….…………....

56

Figure III.1 schéma de laminage d’un tube…………………………………. 59

Figure III.2 Force normale en fonction du taux de réduction totale……….... 64

Figure III.3 Force frottement en fonction du taux de réduction totale………. 64

Figure III.4 Force d’étirage en fonction du taux de réduction totale……....... 65

Figure III. 5 Contrainte d’étirage en fonction du taux de réduction totale…... 65

Figure III.6 Contrainte d’étirage en fonction du taux de déformation par

chaque cage……………………………………………………...

66

Liste des figures

VI

Figure III.7 Machines de découpage de l'échantillon……………………….. 68

Figure III.8 Diagramme conventionnel de traction de l’acier E24-2………... 69

Figure III.9 La machine et l’éprouvette normalisée de l’essai de traction…... 71

Figure III.10 Diffèrent types de la dureté…………………………………….. 72

Figure III.11 La machin et échantillon normalisé d’essai de la dureté ………. 72

Figure III.12 Principe de dureté Vickers…………………………………........ 73

Figure III.13 Polisseuse de finition………………………………………….... 74

Figure III.14 D’uromètre Vickers …………………………………………. 75

Figure III.15 Microscope optique …………………………………………. 76

Figure III.16 Essai de résilience………………………………………………. 77

Figure III.17 Représentation schématique de l’essai de résilience………....... 78

Figure III.18 Dimensions standardises de l’éprouvette de résilience Charpy-

V dimension en (mm) …………………………………………..

78

Figure III.19 Essai de résilience Charpy (entaille en V) et position des appuis

Les échantillons utilisés pour l’essai de résilience sont d’entaille

V…………………………………………………………….........

79

Figure III.20 Géométrie de l’éprouvette de traction………………………….. 80

Figure III.21 La machine d’essai de traction utilisé…………………………... 80

Figure III.22 Courbe de traction pour trois éprouvettes Ebauche……………. 82

Figure III.23 Courbe de traction pour trois éprouvettes Tube finis…………... 82

Figure III.24 Comparatif des contraintes maximales de traction Rm avant et

après laminage à chaud………………………………………….

83

Figure III.25 Comparatif des contraintes limites élastique de traction Re

avant et après laminage à chaud………………………………..

83

Figure III.26 Comparatif des Allongements A avant et après laminage à

chaud…………………………………………………………….

84

Figure III.27 Comparatif des Striction Z avant (vert) et après (move)

laminage à chaud………………………………………………..

84

Figure III.28 Durcissent par écrouissage dans le cas ébauche………….......... 86

Figure III.29 Durcissent par écrouissage dans le cas tube fini……………….. 87

Liste des figures

VI

Figure III.30 Effet de la température sur les propriétés mécaniques (ébauche) 87

Figure III.31 Effet de la température sur les propriétés mécaniques (tube fini) 88

Figure III.32 Effet de la température sur les densités de dislocation……….. 88

Figure III.33 Echantillon avant et après enrobage et polissage………………. 89

Figure III.34 D’uromètre Vickers………………………………......... 89

Figure III.35 Profil d’empreinte de dureté Vickers pour l’échantillon

ébauche (a) et l’échantillon tube fini (b)………………………

90

Figure III.36 Courbe d’essai de dureté pour cinq éprouvettes ébauche……… 91

Figure III.37 Courbe d’essai de dureté pour cinq éprouvettes tube fini……… 91

Figure III.38 Comparatif des courbe de assai de dureté avant et après

laminage à chaud………………………………………..............

92

Figure III.39 Machine d’essai du Micro dureté avec résultat afficheur............ 92

Figure III.40 Profil d’empreinte de micro dureté Vickers pour l’échantillon

ébauche (a) et l’échantillon tube fini (b)………………………

93

Figure III.41 Courbe d’essai de micro dureté pour cinq éprouvettes ébauche 94

Figure III.42 Courbe d’essai de micro dureté pour cinq éprouvettes tube fini. 94

Figure III.43 Comparatif des courbe de assai de micro dureté avant et après

laminage à chaud………………………………………………..

95

Figure III.44 La machine et les échantillons (Avant et après) l’essai de résilience… 96

Figure III.45 Courbe d’essai résilience avant laminage……………………… 97

Figure III.46 Courbe d’essai résilience après laminage……………………….. 98

Figure III.47 Comparatif des courbe de assai de résilience avant et après

laminage à chaud……………………………………………......

98

Liste des tableaux

VII

Liste des tableaux

Tableaux Pages

Tableau I.1 Analyse chimique d’E24-2…………………………………... 21

Tableau I.2 Catégories d’aciers non alliés retenues par la norme NF E

01.000……………………………………………………… 22

Tableau I.3 Désignation normalisée des aciers de construction métallique 22

Tableau I.4 Équivalences des nuances entre les normes NF EN 10025-2,

NF 10025 et NF A 35-501…………………………….……. 23

Tableau I.5 Equivalence des normes……………………………………. 23

Tableau I.6 Correspondance entre les nuances E24 – 2………………… 24

Tableau I.7 Valeurs de calcul normalisées des caractéristiques

mécaniques des aciers de construction……………………… 24

Tableau I.8 Caractéristiques mécaniques minimales suivant l'épaisseur de

l’acier E24- 2…..................................................................... 25

Tableau II.1 Géométrie des mandrins utilisée dans l'industrie…………… 40

Tableau II.2 Géométrie de la section conique dans l'industrie…………..… 41

Tableau II.3 Longueur des portées cylindriques utilisée dans l'industrie 42

Tableau II.4 Géométrie de la région de sortie des filières utilisée dans

l'industrie.................................................................................. 43

Tableau II.5 Propriétés mécaniques des tubes étirés avec une réduction

moyenne de 50%..................................................................... 49

Tableau II.6 Défauts de profil et de planéité. Quelques remèdes…………. 54

Tableau III.1 Les paramètres d’étirage……………………………………… 62

Tableau III.2 Les paramètres mécaniques………………………………….. 63

Tableau III.3 Composition chimique du métal de base………………..…… 67

Tableau III.4 Symbole et désignation…………………..…………………... 71

Tableau III.5 Entaille des éprouvettes en U et V…….……………………... 76

Tableau III.6 Démentions des Les échantillons utilisés pour l’essai de

résilience sont d’entaille V et U……………..……………….. 77

Tableau.III.7 Données géométrique avant l’essai de Traction…………..... 80

Tableau.III.8 Données géométrique âpres l’essai de Traction………..…… 80

Tableau.III.9 Résultat d’essai de traction sur tube fini et matière

première ébauche…………………………………………… 80

Liste des tableaux

VII

Tableau III.10 Evolution des performances mécaniques quand on élève la

température de l'acier………………………………………… 86

Tableau III.11 Résultat d’essai de dureté sur matière première (ébauche)..... 90

Tableau III.12 Résultat d’essai de dureté sur tube fini……………….…….. 90

Tableau III.13

Résultats des essais, Micro dureté pour les éprouvettes

ébauches et tube Fini…………………..…………………….. 93

Tableau III.14 Symbole, désignation et dimensions de l’éprouvette

résilience …………………………………………………….. 96

Tableau III.15

Résultats des essais, résilience pour les éprouvettes ébauches

et tube Fini…………………………………………………………………………………. 97

Introduction

général

Introduction générale

1

INTRODUCTION GÉNÉRALE

Divers procédés de formage se sont imposés dans l’industrie et connaissent un

développement continu sur la base de l’expérience pratique. On peut classer ces procédés

dans les catégories thermoformage, façonnage à chaud et pliage. L’emboutissage, le formage

sous vide et le formage à l’air comprimé sont des procédés spéciaux de thermoformage [1].

Le choix du procédé implique de considérer les propriétés du matériau ou du semi-

produit. Chaque matériau se comporte différemment en termes de température de

ramollissement, de reprise élastique, de recristallisation et de dilatation thermique. Les

informations des produits vous donnent un aperçu des propriétés des semi-produits

thermoplastiques, ainsi que quelques conseils de formage [2].

Le laminage à froid provoque un écrouissage du métal. Il ne peut se poursuivre au-delà

de la limite de rupture, par ailleurs l’écrouissage peut entraîner un dépassement des capacités

de puissance du système de laminage à froid. En pratique, les premières séries de réductions

commencent à chaud afin d’atteindre facilement de fortes déformations du matériau et

d’ajuster les propriétés métallurgiques des produits. Le passage à froid est ensuite nécessaire

pour obtenir les caractéristiques géométriques et mécaniques adéquates, ainsi qu’un bon état

de surface. Les cages des laminoirs sont généralement composées de deux ou plus de

cylindres de travail de faible diamètre, assurant le laminage. Différents actionneurs de la cage

(vis de serrage, vérins, etc.) permettent de régler l’épaisseur correcte en sortie d’emprise [3].

Le laminage à chaud s’impose pour deux raisons capitales : la première est que la

résistance à chaud du métal décroît très rapidement avec la température. La seconde est

d’ordre métallurgique [4].

Le procède d’étirage des tubes soudés par induction à haute fréquences pendant

l’opération de laminage à chaud permet d’obtenir des parois minces, enréduisant

progressivement les diamètres extérieurs ainsi que les épaisseurs. Souvent, les industries

développent empiriquement leur production.

L’objectif de ce travail est la description du procédé d’étirage à chaud des tubes soudés, qui

permet d’obtenir des tubes minces, en réduisant progressivement les diamètres extérieurs et

intérieurs ainsi que l’épaisseur. Pour cela notre travail est articulé sur deux parties :

Introduction générale

2

Une partie de recherche bibliographique

Cette première partie est consacrée à la recherche bibliographique, La méthode utilisée

consiste à connaitre les propriétés mécaniques de l’acier utilisé due à la déformation à chaud

que subisse le tube étirés avant et après recuit. Elle est composée de deux chapitres.

- Chapitre 1 : notions fondamentales de soudage des tubes par induction

- Chapitre 2 : caractérisation du processus de laminage et étirage à chaud.

Une deuxième partie expérimentale

Cette deuxième partie, concerne les paramètres des réductions en diamètres et en épaisseurs

(température d’étirage, temps, angles de poinçon, l’effort d’étirage par les cylindres,

dimensions (Diamètres et épaisseurs initiaux et finaux, taux d’augmentation des longueurs).

On évalue les résultats des essais réaliser avant et après étirage et de mener une analyse des

résultats expérimentaux pour les deux types d’éprouvettes. Elle est composée d’un seul

chapitre.

- Chapitre 3 : Résultats expérimentaux et Analyse

Partie I : Etude

bibliographiques

l

CHAPITRE I

Notions fondamentales de

soudage des tubes par

induction.

Chapitre I Notion fondamentales de soudage des tubes par induction

3

I.1. Introduction

L’assemblage par soudage occupe une place importante dans l’univers de la

construction des bateaux, des trains, des avions, des fusées, de l'automobile, des ponts tuyaux,

des réservoirs et tant d’autres structures qui ne sauraient être construites sans le recours au

soudage.

I.2. Procédés et notions de soudage

Le soudage est une opération qui consiste à réunir deux ou plusieurs parties

constitutives d’un assemblage, de manière à assurer la continuité entre les parties à assembler;

soit par chauffage, soit par intervention de pression, soit par l’un et l’autre, avec ou sans métal

d’apport dont la température de fusion est de même ordre de grandeur que celle du matériau

de base. Le soudage est un assemblage définitif exécuté sur des pièces métalliques qui

s’impose pour diverses raisons : dimensionnelles (un pont), structurelles (un réservoir),

constructive (une carrosserie), de poids (un panneau), économique (un plancher) ou d’autres.

Il peut entrer en compétition avec d’autres modes d’assemblage tel le visage, le sertissage, le

rivetage, le collage, l’agrafage. De nombreux aciers d’usage général, et notamment des tôles

et profilés, sont mis en œuvre par soudage [5].

Le soudage est un procédé qui se caractérise par une grande complexité de phénomènes

physico-chimique et des paramètres qui rentrent en jeu. Dans le soudage, la liaison atomique

réalisée au niveau du joint nécessite l’intervention d’une source d’énergie extérieure qui crée

une élévation de la température dans les pièces. Les sources d’énergie utilisées sont de type

électrique, chimique, mécanique (friction) ou optique (Laser). L’acier est le métal facile à

souder, car on peut l’utiliser pour produire toute la gamme des procédés de soudage [6].

Le soudage est né à la fin du 19ème siècle dans l’esprit des scientifiques, il est passé

rapidement dans les mains des techniciens, tout d’abord avec la technique oxyacétylénique,

puis avec celles du soudage à l’arc et du soudage par résistance. D’autres procédés sont

arrivés ensuite et le 20ème siècle a vu la naissance du soudage par Laser est aussi :

- le soudage avec électrode de carbone : Bernardos et Olszewski; Russie,

- le soudage avec électrode fusible nue : Slavianov ; Russie,

- le soudage avec électrode enrobée : Kjellberg ; Suède,

- le soudage par résistance : Thompson ; USA,


4

- le soudage au gaz (chalumeau) : Picard ; France.

A partir de la troisième décade de notre époque date de développement rapide des

procédés de soudage avec les électrodes enrobées et au chalumeau oxyacétylénique, qui à

rendu possible la réalisation des premières œuvres importantes comme les bateaux, les ponts,

les bâtiments et les chaudières (surtout en USA et en Angleterre). L’introduction massive de

soudage par résistance joua le rôle décisif dans le développement rapide de l’industrie

automobile. Parmi les nouveaux procédés on peut citer :

- le soudage avec électrode de tungstène : 1924 – USA,

- le soudage sous flux : 1935 – USA,

- le soudage vertical sous laitier : 1950 – URSS,

- le soudage sous la protection gazeuse : 1950 –1960,

- le soudage avec fils fourrés : 1950 –1960,

- le soudage par explosion : 1950-1960,

- le soudage par bombardement électronique : 1956 – France,

- le soudage par laser : 1965 [4].

L’être humain n’a pas l’apanage de la découverte du tube. Le bois, l’argile et les métaux

ont servi à produire la « réplique » des tubes. Après des débuts primitifs, la construction

artisanale a évolué vers la production industrielle. Cornelius Whitehouse est le premier à

fabriquer en 1825 en Angleterre des tubes à soudures longitudinales à partir de l’acier

feuillard. Son compatriote, James Russel, se voit délivrer un brevet d’invention dès 1842 pour

ces tubes d’acier soudés par recouvrement. La soudure à l’arc est introduite entre 1905 et

1920. Elle permet un soudage autogène des tubes en acier. L’allemand Fritz Hager construit

en 1910 la première machine de soudage autogène des tubes. L’usine d’Oberriet/SG entame

dès 1917 la production de tubes armés d’acier à soudure autogène destinés aux installations

électriques, rachetée en 1923 par Josef Jansen. La première machine pour la fabrication de

tubes soudés électriquement a vu le jour en Allemagne en 1928. A partir de cette date, le

soudage électrique par résistance se développe et permet la fabrication des tubes et d’aciers.

Plus tard en 1954, le soudage par induction à haute fréquence fait son apparition dans le

domaine de la construction de tube d’acier [8]. Ainsi différents profilés de tubes soudés

peuvent être fabriqués (figure I.1).Les profilés tubulaires sont de plus en plus employés en

construction métallique et plus particulièrement dans la réalisation de treillis. De plus ils sont

souvent préférés pour des raisons esthétiques [9].


5

Figure I.1 : Exemple de profiles tubulaires [9].

I.3. Description du procède de soudage par induction a haute fréquence

(HF)

Les tubes métalliques soudés tiennent une place importante dans la production mondiale

des tubes. Les tubes de grand diamètre, à partir de 0.5m environ, sont fabriqués à partir de

feuillards enroulés en hélice puis soudés. Les tubes de diamètre inférieur à 0.5sont également

fabriqués à partir de feuillards qui subissent un formage continu dans le sens longitudinal

avant que leurs bords soient soudés. Le soudage est exécuté principalement et de plus en plus

par chauffage HF.

Le matériau initial est le feuillard d’acier. La bobine de feuillard est d’abord déroulée

sur une débobineuse et acheminée vers un accumulateur. La vitesse d’amenée est supérieure à

la vitesse de la ligne de soudage si bien que l’accumulateur soit toujours plein. La ligne est

alimentée par l’accumulateur. Cela évite d’avoir à arrêter la ligne lors de la mise en place

d’une nouvelle bobine et du soudage de l’extrémité de cette bobine avec celle de l’ancienne.

Après le passage dans l’accumulateur, les bords du feuillard sont façonnés afin

d’obtenir le diamètre exact du tube les bords sont nettoyés, décapés et mis dans un état

mécanique Irréprochable.

Le feuillard est ensuite passé entre les galets de formage et courbé progressivement

jusqu'à devenir un tube ouvert dans le sens longitudinal (figure I.2) et (figure I.3).


6

Avant soudage, la largeur de la fente est maintenue constante par un galet ou une lame

afin de conserver des caractéristiques géométriques constantes lors du soudage.

Figure I.2: La table soudeuse et les galets de serrage [10].

Figure I.3: Formage progressif d’un feuillard au moyen des galets [10].


7

Le soudage est réalisé par induction ou conduction. Dans la mesure du possible, des

noyaux magnétiques refroidis par eau sont mis en œuvre à l’intérieur du tube. Ces noyaux

guident le champ magnétique(H) et le rendement s’en trouve augmenté.

En Europe, on utilise principalement le chauffage par induction. Aux Etats-Unis, on

utilise. Encore, la plupart du temps, Le chauffage par conduction. Les fréquences sont de

l’ordre de200 à 500 kHz.

I.3.1. L’énergie de soudage

L’énergie HF nécessaire au soudage est transmise au tube (encore ouvert dans le sens

Longitudinal) par une bobine (inducteur). Cette transmission est effectuée par induction, sans

Contact avec le tube comme illustre dans la figure I.4.

L’inducteur est traversé par un courant élevé et doit être refroidi par eau, et induit une

tension HF dans le tube ouvert, qui donne naissance à la circulation d’un courant dont les

lignes se renferment au point de contact des bords (point de soudage).

Les filets de courant longeant les bords provoquent l’échauffement de ces derniers sur le

tronçon entre l’inducteur et le point de soudage. Un échauffement supplémentaire au point de

soudage amène spontanément le tube à la température de soudage. Cet échauffement est le

produit, entre autres, par la sortie du champ magnétique, hors du tube, devant le point de

soudage et par la concentration des lignes de courant au droit du point de soudage lui-même.

Figure I.4: Chauffage des tubes par induction [10].


8

Dans le cas du soudage par conduction, l’énergie HF est transmise au tube par des

contacts appliqués par ressorts (figure I.5). Le procédé de soudage est semblable au procédé

de soudage par induction. Cependant, l’usure des contacts et le risque d’échauffements non

homogène constituent des problèmes à résoudre voir figure I.6.

Figure I.5 : Chauffage des tubes à haute fréquence (HF) :

A - par contact, B – par induction [10].

Figure I.6 : Chauffage des tubes par contacts [11].

Apex

Conbots


9

Au point de soudure environ de T=1450°C, les bords du tube ouvert sont pressés l’un

contre l’autre par des galets de serrage. Il s’ensuit un soudage par pression à chaud. Les bords

du tube sont comprimés, cela crée un bourrelet qui est supprimés à l’extérieur, et

éventuellement l’intérieur, au moyen d’un racleur alors que le tube est encore chaud. Dans

certains cas, le soudage est suivi d’un refroidissement [12].

Le tube est ensuite calibré, un façonnage à froid lui donnant alors ces dimensions

exactes, et enfin débité à la longueur (L) voulue (figure I.7).

Figure I.7: Tubes soudés finis par induction [12].

I.3.2. Le processus d’échauffement

I.3.2.1. Chauffage par induction magnétique

On sait que tout conducteur placé dans un champ magnétique variable est le siège de

courants induits dont la circulation donne lieu à un dégagement de chaleur par effet Joule

(figure I.8).

L’effet pelliculaire ou effet de peau est une des propriétés de ces courants. L’inducteur

est la pièce de formes spéciales par où arrive la courant primaire, la pièce jouant le rôle du

secondaire. Les fréquences varient souvent de 200 à 500 kHz.


10

(a)

(b)

Figure I.8. : a: Chauffage par induction, inducteur mono spire

et b: multi spires [13].

I.3.2.2. Les facteurs influençant l’épaisseur chauffée

Les facteurs influençant l’épaisseur chauffée sont la puissance électrique, la fréquence,

le temps de chauffage et le couplage qui est la distance inducteur-surface. Le refroidissement

est indépendant ou solidaire de l’inducteur [13].

Le chauffage HF est de plus en plus utilisé pour le soudage longitudinal des tubes

métalliques et des profilés. Le chauffage par induction s’impose également pour des raisons

de qualité et de technologie de fabrication. Cela conduit à augmenter les puissances des

générateurs HF.

Le transfert d’énergie par induction apporte certaines particularités que nous allons

mentionner ci-après dans la mesure où elles ont une importance au niveau électrique ou

thermique, et dans la mesure où elles sont spécifiques à la technique des hautes fréquences.

En chauffage HF, les lignes de courant dans le tube à bords rapprochés ne dépendent

pas d’une forme particulière de l’inducteur mais sont liés à la forme de "la pièce" (tube,

profilé).

L’inducteur de chauffage est une simple bobine inductrice. Les bords du tube en


11

déplacement dans l’inducteur n’étant pas en contact, l’ensemble inducteur-tube peut être

considéré comme un transformateur dont le primaire est l’inducteur et dont le secondaire,

ouvert et à une seule spire, est le tube.

Le champ alternatif à une haute fréquence, crée par l’inducteur, induit donc une tension

U dans le tube. Cette tension apparaît sur les bords du tube.

Le circuit secondaire se ferme lorsque les bords viennent en contact, juste derrière

l’inducteur. La tension induite U est donc à l’origine des filets de courant qui longent les

bords, qui passent par le point de contact et qui retournent au droit de l’inducteur en entourant

le tube. Au niveau des bords du tube, le courant circule le long des arrêtes, dans la couche

externe du métal, en raison de l’effet de peau dû à la haute fréquence. Dans la partie du tube

engagée dans l’inducteur, les filets de courant suivent le pourtour du tube sur une largeur

correspondante à la largeur de l’inducteur. La répartition de la puissance dans le pourtour du

tube et sur les bords est fonction du rapport R2/R1, R1désignant la résistance du pourtour du

tube et R2 la résistance des bords. On s’efforce de rendre le rapport R2/R1 aussi grand que

possible en répartissant les filets de courant sur une grande largeur (grande section = petite

résistance). A l’inverse, on essaie d’obtenir une grande concentration des filets au niveau des

bords.

De ce fait, le tube à l’intérieur de l’inducteur, là où le champ est le plus intense, reste

froid, alors que les bords du tube à l’extérieur de l’inducteur, et notamment leur point de

contact, sont portés spontanément à une haute température. Ceci montre que la résistance de

la portion de tube le long de la fente en V entre l’inducteur et le point de contact des bords

(désignée dans la suite par portion de tube en V) influence de façon prépondérante la

répartition de la chaleur dans le tube. Les résistances ne suffisent cependant plus à

l’interprétation. L’échauffement étant réalisé à haute fréquence, la réactance inductive de la

portion du tube en « V » est considérablement plus élevée que sa résistance. L’intensité Ide

courant causée par la tension U entre les bords de la fente en V est fonction de la réactance

inductive et non plus de la résistance de cette portion du tube.

On s’efforce donc d’obtenir un courant aussi élevé que possible en diminuant la

réactance inductive de la portion de tube en V et en maintenant la résistance à une valeur

élevée. D’autre part, l’inductance d’une spire de conducteur est sensiblement proportionnelle

à la surface enveloppée. Il existe deux possibilités pour limiter la valeur de cette surface et


12

donc l’inductance :

Choisir une fente en V courte ou choisir un angle de fente faible La préférence doit aller

à cette deuxième possibilité car un petit angle permet d’obtenir une inductance très faible.

Cette solution a cependant ses limites car le point de contact n’est défini avec précision si

l’angle formé par les bords est trop faible.

Le moindre défaut de guidage du tube à bords rapprochés suffirait à déplacer le point de

Soudure.

D’un autre côté, il ne faut pas non plus négliger la conductibilité thermique. Même si le

temps d’échauffement jusqu’à la température de soudage est extrêmement court (seulement

t=0,1s pour une vitesse moyenne de 50 m /min et une longueur de fonte en V de 100 mm), le

gradient de température doit être extrêmement élevé. La fente en V doit être aussi courte que

possible pour limiter les pertes d’énergie par conductibilité thermique. La disposition relative

de l’inducteur et des galets de serrage impose, là encore, certaines limites.

Il faut donc trouver un compromis sur la base des possibilités extrêmes offertes par le

chauffage HF et les contraintes d’ordre mécanique. Les performances réelles du soudage HF

sont issues de ce compromis. Les considérations ci-dessus montrent que le procédé de

soudage à haute fréquence est le seul qui permette de profiter des effets décrits.

I.3.2.3. Répartition du champ

Au voisinage direct de l’inducteur, le tube à souder est encore ouvert et le champ

électromagnétique à haute fréquence pénètre à l’intérieur du tube, par la fente.

Au niveau des galets de serrage, les bords se rejoignent et le tube est fermé, le champ

HF ne peut plus pénétrer à l’intérieur du tube. Les lignes de champ qui parcourent l’intérieur

du tube ressortent donc juste avant le point de jonction des bords. L’insertion d’un matériau à

haute perméabilité (Ferrite) voir figure I.9, par la fente du tube permet de guider le champ et

favorise l’échauffement.


13

Figure I.9 : Barre impudeurs (contenant les Ferrites) à l’intérieur du tube [14].

Figure I.10 : Processus technologique du soudage par induction à haute fréquence [14].


14

Figure I.11: Variétés des tubes soudés [12].

Il y a uniquement deux phénomènes pour le chauffage à haute fréquence : Le flux de

courant à haute fréquence qui donne l'effet de peau ou encore pénétration. L'autre phénomène

est appelé l'effet de la proximité et décrit le chemin des courants aux deux faces opposées, qui

coulent près l'un de l'autre et qui se concentre sur le bord adjacent du conducteur voir figure

I.12 .a.

Figure I.12.a: les deux effets - de peau et de proximité [15].

Les bords parallèles jouent un grand rôle vis-à-vis de l’effet de la proximité et par


15

conséquent le chauffage uniforme concentré aux bords (parallèles),(figure I.12.b).

Figure I.12.b : Présentation des bords et effet de la proximité [15].

Figure I.13 : Effort de forgeage exercé par les galets (vue de dessus)

Suivit d’un raclage mécanique [15].

Le chauffage par induction est une application directe de deux lois physiques, la loi de

LENZ et l'effet Joule toute substance conductrice de l'électricité plongée dans un champ

magnétique variable (créée par une bobine inductrice ou inducteur) est le siège de courants

électriques induits ou courant de Foucault. Ces courants dissipent de la chaleur par effet Joule

dans la substance où ils ont pris naissance. Afin de transmettre la plus grande partie de


16

l'énergie à la pièce à traiter, plusieurs paramètres sont à prendre en considération (figure

I.13).

La disposition respective des inducteurs et des pièces (couplage, longueurs respectives),

la fréquence d'alimentation et l'effet de peau qui caractérisent la répartition des courants

induits dans la pièce plus la fréquence augmente, plus les courants induits se concentrent en

surface. Cette notion fondamentale est déterminée par la profondeur de pénétration encore

appelée épaisseur de peau [15].

I.3.2.4. Propriétés magnétiques et physiques

Les propriétés magnétiques des matériaux jouent un rôle important dans les machines et

les appareils électriques comme les moteurs, les transformateurs. Les propriétés magnétiques

(perméabilité relative), électriques (résistivité) et thermiques (conductibilité) des pièces à

chauffer, variant pour la plupart avec la température, le type d'inducteur (géométrie, nature du

conducteur, technologie).

Sous l’effet d’un champ magnétique extérieur H, il se crée dans les matériaux un champ

d’induction magnétique B dont la valeur est donnée par la formule (I.1).

𝐵 = 𝜇 𝐻 (I.1)

Où μ est une constante de proportionnalité appelée perméabilité magnétique [16].

L’unité d’induction magnétique est le Tesla (T) et, celle du champ magnétique est

l’ampère par mètre (A / m) et la perméabilité magnétique en henry par mètre (h / m).

On utilise souvent, pour caractériser le comportement magnétique des matériaux, la

perméabilité relative μr :

𝜇𝑟 =𝜇

𝜇0⁄ (I.2)

Où, μ0 est la perméabilité magnétique du vide (μ0 = 4 π 10-7 Hm-1).


17

I.4. Bobine d'induction

La bobine d'induction, dont l'utilisation courante, se rapporte habituellement à un

dispositif électrique passif utilisé pour produire des impulsions à haute tension à partir d'un

approvisionnement de courant continue de basse tension. Elle se compose de deux

enroulements de fil de cuivre enroulés autour d'un noyau de fer. Un enroulement est fait de fil

brut, l'autre de beaucoup de tours de fil fin. Le courant électrique est passé par le premier

enroulement, qui crée un champ magnétique, stockant l'énergie. Quand le courant est

interrompu les effondrements de champ magnétique, libérant l'énergie du deuxième

enroulement comme transitoire à haute tension La bobine d'induction a été découverte dans

des expériences tôt avec l'électricité, probablement par Nicholas callant en 1836, et bien

développée par Heinrich Ruhmkorff. Elle reste d'usage courant en tant que l'enroulement

d'allumage ou enroulement d'étincelle dans le circuit d'allumage des moteurs à combustion

interne. Une petite version est employée pour déclencher le tube instantané dans les appareils

photos. Le terme est également employé pour un enroulement portant le courant alternatif à

haute fréquence courant et prévu pour induire certain effet comme en le chauffage d'induction

ou pour répartir en zones la fonte.

I.5. Courants induits et profondeur de pénétration

La répartition du courant induit (de même que l’énergie dissipée) peut être

rigoureusement déterminée en utilisant les lois de l’électromagnétisme, dites lois de Maxwell.

On démontre que quelle que soit la nature du matériau (magnétique ou non), lorsqu’une pièce

est introduite dans l’inducteur, l’intensité du courant induit diminue à mesure que l’on

s’éloigne de la surface. Ce phénomène est généralement connu sous le nom d’effet de peau.

I.5.1. Effet de peau

Dans le cas simple du réchauffage d’une barre cylindrique, le courant induit décroît de

façon exponentielle. On définit alors une profondeur de pénétration ou épaisseur de peau d, où

le courant induit est réduit de 1 /exp (environ 0.37 ou 37% is) où is est la valeur du courant

induit à la surface. Il y a donc concentration de l’effet calorifique dans cette couche qui

représente 87% de l’énergie dissipée L’expression de d, fonction de la fréquence utilisée f est

donnée par l’équation :

http://216.239.37.104/translate_c?hl=fr&u=http://www.answers.com/main/ntquery%3Bjsessionid%3D3sdn570k8f9dc%3Fmethod%3D4%26dsid%3D2222%26dekey%3DNicholas%2BCallan%26gwp%3D8%26curtab%3D2222_1%26sbid%3Dlc03b&prev=/search%3Fq%3Dwelding%2Bby%2Binduc%20

http://216.239.37.104/translate_c?hl=fr&u=http://www.answers.com/main/ntquery%3Bjsessionid%3D3sdn570k8f9dc%3Fmethod%3D4%26dsid%3D2222%26dekey%3DIgnition%2Bsystem%26gwp%3D8%26curtab%3D2222_1%26sbid%3Dlc03b&prev=/search%3Fq%3Dwelding%2Bby%2Binduc%20

http://216.239.37.104/translate_c?hl=fr&u=http://www.answers.com/main/ntquery%3Bjsessionid%3D3sdn570k8f9dc%3Fmethod%3D4%26dsid%3D2222%26dekey%3DXenon%2Bflash%2Blamp%26gwp%3D8%26curtab%3D2222_1%26sbid%3Dlc03b&prev=/search%3Fq%3Dwelding%2Bby%2Bin%20

http://216.239.37.104/translate_c?hl=fr&u=http://www.answers.com/main/ntquery%3Bjsessionid%3D3sdn570k8f9dc%3Fmethod%3D4%26dsid%3D2222%26dekey%3DInduction%2Bheating%26gwp%3D8%26curtab%3D2222_1%26sbid%3Dlc03b&prev=/search%3Fq%3Dwelding%2Bby%2Bind%20

http://216.239.37.104/translate_c?hl=fr&u=http://www.answers.com/main/ntquery%3Bjsessionid%3D3sdn570k8f9dc%3Fmethod%3D4%26dsid%3D2222%26dekey%3DInduction%2Bheating%26gwp%3D8%26curtab%3D2222_1%26sbid%3Dlc03b&prev=/search%3Fq%3Dwelding%2Bby%2Bind%20


18

𝑑 = √𝜌

𝜋𝜇0𝜇𝑟𝑓 (I.3)

Où ρ et μr sont respectivement la résistivité électrique et la perméabilité relative du µ

Matériau, μo représente la perméabilité du vide soit 4π10-7 h/m [17]. Soit encore :

𝑑 = 5000√𝜌

𝜇𝑟𝑓 (I.4)

La profondeur de pénétration du courant d augmente avec l’élévation de la température cette

augmentation est brusque surtout à la température supérieure au point de Curie (768°C) par

suite de passage de l’acier de l’état ferromagnétique en état paramagnétique.

Les courants à haute fréquence ne se propagent pas dans les conducteurs comme le courant

continu ou à basse fréquence (figure I.15 et I.16). Au lieu d’utiliser la totalité de la section du

conducteur ils se cantonnent dans les couches proches de la surface du conducteur.

La densité de courant décroît de façon exponentielle au fur et à mesure que l’on s’éloigne de

la surface [18].

L'effet de peau est la tendance d’un courant électrique alternatif de se distribuer dans un

conducteur de sorte que la densité de courant près de la surface du conducteur soit plus grande

qu'à son noyau. Il cause la résistance efficace du conducteur à l'augmentation avec la

Fréquence du courant et en plus la température augmente dans le conducteur (figure I.17).

L'effet a été expliqué la première fois par Nikola Tesla. Mathématiquement, la densité

de courant is dans le conducteur diminue exponentiellement avec la profondeur, comme suit :

𝑖𝑠 = 𝑒−1

𝑑⁄ (I.5)

Où d est une constante appelée la profondeur de peau. Ceci est défini pendant que la

profondeur au-dessous de la surface du conducteur auquel le courant est 1/ e (environ 0,37)

chronomètre le courant sur la surface (figure I.14).

http://216.239.37.104/translate_c?hl=fr&u=http://www.answers.com/main/ntquery%3Bjsessionid%3Db4m6so7d2s596%3Fmethod%3D4%26dsid%3D2222%26dekey%3DE%2B(mathematical%2Bconstant)%26gwp%3D8%26curtab%3D2222_1%26sbid%3Dlc02a&prev=/search%3Fq%3Dwelding%25%20


19

Figure I.14 : profondeur de pénétration en fonction de l’intensité de courant [18].

Figure I.15 : Les profondeurs de pénétration en fonction des fréquences [18].


20

Figure I.16: Pénétration standard (a) à haute fréquence, (b) à basse fréquence [18].

Figure I.17: Schéma explicatif de la distribution des courants et températures [18].

I.6. Caractérisation du Matériaux utilisé

Lorsque des considérations de tenue en service ou de sécurité (par exemple, pièces de

structure, roues d’automobiles) s’appliquent aux pièces mises en forme, on peut faire appel à

une catégorie d’aciers laminés à chaud offrant en plus des garanties quant aux caractéristiques

mécaniques offertes. Pratiquement, c’est une fourchette de résistance à la traction et surtout

un niveau minimal de la limite d’élasticité du matériau qui est garantis, permettant de


21

dimensionner les pièces de façon qu’elles ne subissent pas des déformations permanentes en

service et donnant des assurances vis-à-vis de la fatigue. De plus, ces pièces étant souvent

soudées, des garanties apparaissent aussi sur la composition chimique, assurant une valeur de

carbone équivalent convenable, du moins pour les nuances les plus douces. Le matériau

utilisé pour le soudage des tubes est l’acier de construction E24–2(S235JR) qui n'est pas

conçus pour des traitements thermiques (Figure I.18), de composition chimique normalisée

(tableau. I.2 et. I.3).

Figure I.18 : désignation l’acier E24 –2 [19].

La nuance est indiquée par une lettre E suivie d’un nombre correspondant à la limite

d’élasticité minimale à la traction. Eventuellement d’un chiffre 2, 3 ou 4 indiquant la qualité

[20].

I.6.1.Définition de l’acier E24-2

Fer à usage général obtenu par laminage à chaud, en acier non allié conformément à la

norme NF EN10025 (édition : décembre 1993) et destiné à la fabrication d’éléments de

construction assemblés ou soudés.

I.6.2- Analyse chimique

Les valeurs maximales pour la composition chimique sont rassemblées dans le tableau

I.1.

Tableau I.1 : Analyse chimique de E24-2 [21].

C Mn Si S P N2 Ce

0.2% 1.50% 0.1-0.035% 0.05% 0.05% 0.011% 0.35%


22

Nuan

ce

Qual

ités

Mode

de

dés

oxydat

ion

C max P max S max N max Eléments

d’alliage

Su

r c

ou

lée

Su

r p

rod

uit

Su

r c

ou

lée

Su

r p

rod

uit

Su

r c

ou

lée

Su

r p

rod

uit

Su

r c

ou

lée

Su

r p

rod

uit

Su

r c

ou

lée

E24

2

E

(eff

ervesc

en

t)

0,17 0,21 0,045 0,055 0,045 0,055 0,007 0,008

NE

(n

on

eff

erv

esc

en

t)

0,17 0,19 0,045 0,050 0,045 0,050 0,008 0,009

3 NE 0,16 0,18 0,040 0,045 0,040 0,045 --- ---

4 CS

calmage

spécial

0,16 0,18 0,035 0,040 0,035 0,040 --- --- Al ≥ 0,02

Tableau I. 2 : Catégories d’aciers non alliés retenues par la norme NF E 01.000 [22].

Aci

ers

d’u

sage

gén

éral

ne

con

ven

an

t

pas

au

tra

item

ent

ther

miq

ue

E24-1

E24-2

E24-3

E26-2

E26-3

E30-3

E36-2

E36-3

A50-2

A60-2

A70-2

Aci

ers

pou

r

trait

emen

t

ther

miq

ues

XC

10

XC

12

XC

18

XC

25

XC

38

XC

42

XC

48

XC

65

XC

80

XC

100

XC

42T

S

Tableau I.3 : Désignation normalisée des aciers de construction métallique [23].

Tous les aciers de construction métallique sont :

—désignés symboliquement à partir de leur emploi et de leurs caractéristiques mécaniques

selon les principes définis par la norme NF EN 10027-1 .

—numérotés selon le système décrit par la norme NF EN 10027-2.


23

I.6.3. Désignation symbolique normalisée

La désignation symbolique commence par la lettre S suivie d’un nombre entier égal à la

valeur minimale de la limite d’élasticité, garantie pour la gamme d’épaisseur la plus faible. La

norme NF EN 10025-2 donnes les équivalences suivantes par rapport aux anciennes nuances

définies par les anciennes normes NF EN 10025 et NF A 35-501(tableau I.4).

Nuance selon

NF EN 10025-2

Nuance selon l’ancienne norme

NF EN 10025

Nuance selon

l’ancienne norme

NF A 35-501

S235JR S235JR E 24-2

S235J0 S235J0 E 24-3

S235J2 -- E 24-4

Tableau I.4 : Équivalences des nuances entre les normes

NF EN 10025-2, NF 10025 et NF A 35-501 [23].

I.6.4 Désignation numérique normalisée : La désignation numérique est constituée

par cinq chiffres

Les trois premiers chiffres à gauche ont une signification définie par la norme NF EN

10027-2. Les deux derniers chiffres à droite sont arbitraires, la signification de l’ensemble

doit donc être recherchée dans la norme de produit. Ce mode de désignation est très peu

utilisé dans les documents contractuels et autres spécifications de projet qui préfèrent se

référer à la désignation symbolique normalisée (tableau I.5). Toutefois, la connaissance des

anciennes normes facilite la lecture exacte des différentes nuances (tableaux I.6) et (tableaux

I.7).

Symbole Température d’essai (Co) Energie minimale (J)

JR 20 27

JO 0 27

J2 -20 27

Tableau I.5 : Equivalence des normes [24].


24

Qualités selon les

nouvelles normes

européennes

Et qualités équivalentes selon les anciennes normes nationales

Norm

e

Dés

ignat

ion

Sym

boli

ques

Dés

ignat

ion

num

ériq

ues

Fra

nce

All

emag

ne

Ital

ie

RU

Esp

agne

US

A

US

A

Japon

EN

10025

NF

A 3

5-5

01

DIN

17100

UN

I 7070

BS

4360

UN

E

36080

AS

TM

AS

TM

JIS

3101

S235J

R

S235J

RGI

S235J

RG2

1.0037

1.0036

1.0038

E24-2

E24-2NE

St37-2

USt37-2

RSt37-2

Fe3

60B

40A

40B

AE

235B

A283C

A570G

r33

Tableau I.6 : Correspondance entre les nuances E24 – 2 [25].

Euro

p

Fra

nce

NF

All

emag

ne

Bel

giq

ue

Esp

agne

UN

E

36080

(1978)

Ital

ie

UN

I 7070

(1982)

Royau

me

U

Eta

ts-U

nis

UR

SS

Gost980-71

Gost6713-75

E E

N 1

0025

A35-5

01

(1987)

DIN

17100

(1980)

NB

NA

-21101

(1976)

BS

4360

(1986)

AS

TM

Rec

euil

(1987)

Gost5058-65

Gost19282-73

S235JR

E24-2

St 37-2

AE

235 B

A360 B

Fe3

60B

40 A

A283 C

St 3 kp ,18 kp

Ust 37-2 A570Gr

33

Tableau I.7 : Valeurs de calcul normalisées des caractéristiques mécaniques des aciers de

construction [25].


25

Le tableau I.8 décrivent et précisent les propriétés mécaniques validées, ces

caractéristiques [26] rendent mieux compte de l’aptitude au formage des matériaux car elles

traduisent deux importantes propriétés plastiques des métaux.

Epaisseurs ℮

[mm] ℮<3 3≤℮≤30 30<℮≤50 50<℮≤80 80<℮≤110 110<℮≤150

Limite élastique

Minimale

R e min [N/mm2]

215

235

215

205

195

185

Résistance à la

traction Minimale

R m min [N/mm2]

360

à

480

340

à

460

340

à

460

340

à

460

340

à

460

340

à

460

Allongement

Minimal Amin(%)

L0= 80mm

22

26

25

24

23

20

Résilience Minimale

Da J/cm2

3,5 KCV à +20°

KCV à 0°

KCV à -20°

Module d’élasticité d’ Young (E)

Module de glissement (G)

Coefficient de contraction latérale (Poisson) 𝜈

Coefficient de dilatation thermique (

Charge volumique (masse volumique) (

210 KN/mm2

81 KN/mm2

0,3

10-5/°C

78,5KN/m3

Tableau I.8 : Caractéristiques mécaniques minimales suivant

L’épaisseur de l’acier E24- 2.


26

I.9. Conclusion du chapitre

Comme conclusion nous déduisons que le soudage reste une des innovations

ingénieuses de l’homme est l’une des plus important de l’ère industriel en matières

assemblage et jonctions pour les constructions mécaniques, et dans la conception des

structures en aciers comme l’industrie automobile, naval ou aéronautique, pont, tuberie et

grande structure. La multitude des techniques inventées permettent de répondre à une large

gamme de travaux proposés autant économique que pratique.

CHAPITRE II

Caractérisation du

processus de laminage et

d’étirage des tubes à

chaud.

Chapitre II caractérisation du processus de laminage et étirage des tubes à chaud

27

II.1. Introduction

Le laminage à chaud est une technique très puissante de mise en forme et dont les

application sont nombreuses .Une très grand partie des matériaux métallique est soumise à un

formage par laminage à un moment ou un autre de son cycle de fabrication .Bien que le mot

laminage évoque plus spécialement les produits plats (plaques ,tôles, larges plats) de

nombreux autre procédés de laminage sont utilisés pour obtenir d’autres géométries dont

certaines sont simple (fils, ronds ,barres )ou complexes (rails, poutrelles ,profilés divers ,

tubes sons soudures , etc.…) .le laminage à chaud a donc une position importante parmi les

diverses techniques de mise en forme et ne cédée le pas que pour des application particulières

qui relèvent d’autres techniques telles que le forgeage, le filage, etc.…

Le laminage à chaud comme moyen de mise en forme n’est pas lié à un matériau

métallique donné et présente aussi bien des applications dans la sidérurgie que dans les

industries des matériaux non ferreux (zinc, etc. …) [27].

II.2 .Définition du Laminage

Le laminage, opération d’une grande diversité, peut se résumer par la définition

suivante :

Opération de mise en forme par déformation plastique, destinée à réduire la section d’un

produit de grande longueur, par passage entre deux ou plusieurs outils axisymétriques

tournant autour de leur axe ; c’est la rotation des outils qui entraîne le produit dans l’emprise

par l’intermédiaire du frottement.

Le laminage vient après l’élaboration du métal, puis la coulée, le plus souvent continue

maintenant. Si l’on oublie quelques laminages« exotiques » (laminage d’anneaux et de roues,

laminage -retour de barres à forger), il se scinde en :

— Laminage de produits longs (barres, fils, tubes, poutrelles, rails...), où les deux dimensions

de la section, du même ordre dégradeur en général, sont petites devant la longueur ; les outils

sont le plus souvent des cylindres cannelés.

— Laminage de produits plats (tôles, bandes et feuillards) où l’épaisseur est petite devant la

largeur, elle-même très inférieure à la longueur. Les outils sont des objets axisymétriques

presque cylindriques (au bombé de rectification près).


28

Le laminage fournit surtout des demi-produits, mais avec désexcitions notables : tôles

fortes, poutrelles et rails, certains tubes.... Les autres produits longs sont destinés à l’usinage

(barres), au tréfilage (fil machine), au forgeage ; quant aux produits plats, ils vont vers des

opérations de mise en forme des métaux en feuilles (emboutissage, découpage fin, repoussage

et fluotournage). Il existe deux types de laminage :

Laminage à froid.

Laminage à chaud.

Mettre en forme un matériau, c’est lui conférer de manière contrôlée et reproductible

trois types de propriétés :

o Une forme géométrique, avec des tolérances fixées – de plus en plus sévères.

o Des propriétés mécaniques, qui requièrent une microstructure (au sens large) adéquate.

o Des propriétés de surface, au premier rang des quelles l’aspect visuel, lié à la rugosité

[28].

II.3.Laminoirs industriels

Il existe de nombreuses versions de laminoirs industriels issus des développements mis

en place au fil des années. [29] L’exemple d’installation d’un laminoir enregistré sur la (figure

I.1).

Figure II.1: Laminoir Sendzimir, réversible à plusieurs cylindres, pour le laminage d'acier

inoxydable (les bobines de papier sont destinées à protéger les surfaces brillantes) [28].


29

II.4. Laminage des produits plats

Le laminage est une opération de mise en forme par déformation plastique, destinée à

réduire la section d’un produit de grande longueur, par passage entre deux ou plusieurs outils

tournant autour de leur axe ; c’est la rotation des outils qui entraîne le produit dans l’emprise

par l’intermédiaire du frottement. Dans le laminage à chaud, la taille, la forme et les

propriétés métallurgique du métal sont modifiées par compression répétée du métal chaud

[30].

Figure II.2: Schéma d’une cage quarto de laminage [31].

Les cages des laminoirs sont généralement « quarto », composées de deux cylindres de

travail de faible diamètre (de l’ordre de 10 cm), assurant le laminage, et de deux cylindres

d’appui de diamètre plus grand, comme schématisé sur la figure I.2. Différents actionneurs de

la cage (vis de serrage, vérins, etc.) permettent de régler l’épaisseur correcte en sortie

d’emprise.

Le laminage à chaud est généralement réalisé sur laminoirs réversibles multicylindres,

où plusieurs cages se succèdent, on parlera d'un train de laminage (vois figure I.3). Deux

bobineuses sont disposées de chaque côté des cages pour assurer la traction et contre-traction

de la bande. Le laminage s’effectue sous film d’huile minérale afin de faciliter l’écoulement

du métal, éliminer la chaleur produite par le laminage et lubrifier les équipements internes de

la cage de laminage.


30

Figure II.3 : Train de laminage des produits plats [31].

Le laminage à chaud permet de produire toutes les grandes familles de produits comme

les plaques, les bobines, les carrés, les ronds, les fils, les poutrelles, etc. On distinguera 4

étapes successives : le réchauffage, le dégrossissage, les finisseurs et le refroidissement avant

les opérations de finissage voire de parachèvement ou de traitement anti corrosion (voir figure

II.4).

Figure II.4 : Laminage à chaud des tôles [32].

Laminage à froid, un traitement thermique peut être fait pour restaurer la structure et

éviter la rupture par endommagement. Au contraire pendant le laminage à chaud, la


31

recristallisation dynamique s’effectue au cours de la déformation tant que la température du

produit le permet.

Le laminage à froid n’est nécessaire généralement que pour obtenir des tolérances

serrées, et un bon état de surface. D’un point de vue pratique, la différence entre le procédé à

chaud et le procédé à froid tient donc surtout à la différence des géométries des produits qu’ils

traitent. En l’occurrence, plus épais pour les laminages à chaud et plus minces pour les

laminages à froid.

II.5. Les différentes étapes du laminage à chaud

Les étapes de laminage à chaud sont citées comme suit:

II.5.1. Le réchauffage

Le réchauffage des aciers au carbone et des aciers micro alliés comporte trois objectifs

principaux :

Le premier, d’ordre mécanique, est simplement de porter le métal à une température

suffisante pour diminuer les efforts de formage, accroître la ductilité de l’acier de façon à

pouvoir lui appliquer des déformations importantes, et de finir le laminage dans le domaine

austénitique.

Le second objectif, qui est plutôt une conséquence favorable du premier, est de se placer

dans le domaine austénitique avec, pour conséquences, d’effacer partiellement la structure très

grossière issue de la solidification et de réduire les gradients de composition dus au

phénomène de ségrégation.

Enfin, l’objectif essentiel de cette phase de réchauffage est la remise en solution des

précipités apparus au cours de la solidification, en premier lieu parce qu’ils sont trop gros, et

donc pas assez nombreux pour contribuer au durcissement de l’acier à température ambiante,

et parce que les éléments tels que le niobium, le titane ou le vanadium jouent un rôle très

important sur l’évolution de la structure au cours du laminage et de la transformation«

allotropique » lorsqu’ils sont en solution solide [33]


32

II.5.2. Laminage asymétrique

Le laminage asymétrique a le même aspect opératoire que le laminage classique sauf

que les rayons, les vitesses et les rugosités des cylindres peuvent être différentes (figure II.5).

Figure II.5 : La géométrie du laminage asymétrique [31].

II.6. Laminage des tubes en acier

L’industrie du laminage des tubes fait grande consommation de modèles de toutes

sortes. Des méthodes destinés à l’accroissement des connaissances dans le domaine de

laminage-étirage à chaud des tubes en acier.

Pour le laminage de type HPTR (High Pressure Tube Réduction), l’outillage est

constitué de 3 galets (axisymétriques) qui tournent autour de leur axe pendant qu'ils se

déplacent tout au long de l'axe de laminage.


33

Pour les gammes de fabrication qui nous intéressent, le tube est tourné et avancé après

un aller-retour des galets (voir figure II.6).

Figure II.6 : Schéma de Principe du laminage [34].

II.6.1. Réduction pendant le laminage

Le laminoir réducteur étireur (LRE) est composé de 18 cages. Des déferlants diamètres

(figure II.7). Après soudage, le tube est chauffé dans un four à induction à moyenne fréquence

à une température de 950 à 1000°C .Cette opération est suivie par un laminage obtenu sur une

série de cages en nombre variable qui, simultanément, étirent le tube et réduisent son

diamètre.

La technique utilisée permet une réduction très importante du diamètre extérieur, de

l’ordre de 75%, accompagnée le plus souvent d’une petite réduction d’épaisseur.

En outre, la combinaison d’installation de soudage à haute fréquence et de laminoir

réducteur étireur en ligne présente les avantages suivants qui sont importants par rapport à une

installation de soudage monolithique, à savoir :

Possibilité de produire la totalité de la gamme dimensionnelle à partir de deux

dimensions d’ébauche (118 et 70mm). Ce facteur permet d’éviter les

changements d’outillages qui serait sinon fréquemment nécessaires sur


34

l’installation de soudage haute fréquence et d’accroitre de manière sensible le

taux d’utilisation de l’installation.

Normalisation de la structure de tube par chauffage dans un four assurant de la

sorte une amélioration de la qualité du produit fini.

Possibilité d’opérer tant en continu qu’en discontinu compte tenu de la liaison

entre l’installation de soudage à haute fréquence et l’entrée du laminoir.

II.6.1.1. Les cages réductrices

Dans le cas de fabrication de tubes de petits diamètres (< 90 mm), il n’est pas possible, à

cause du manque de rigidité des barres de maintien des outillages, de laminer à un diamètre

voisin du tube fini. On est conduit à un laminage à un diamètre largement supérieur et le tube,

après réchauffage vers 950 °C, est introduit dans un laminoir réducteur.

Ces réducteurs sont en général à deux cylindres par cage, parfois à trois cylindres..Ils

permettent des réductions de diamètre importantes de l’ordre de 25 à 50% parfois plus. Pour

éviter le sur épaississement des parois, dû à la forte compression appliquée au tube, les

vitesses de rotation des cylindres croissent plus vite que l’allongement du tube afin de mettre

celui-ci en traction axiale.

Les cages présentent les mêmes dispositions qu’au calibreur : croisées à 90° et ovales,

ronde à la dernière. Elles sont nombreuses, de 15 à 20 suivant la réduction totale de diamètre

à obtenir [34].

Figure II.7: Les cages réducteurs à chaud des tubes [35].


35

Figure II.8: Les cages de réduction, et principe d’étirage des tubes [35].

II.7. L'étirage

L'étirage (drawing) consiste à réduire ou à modifier la section transversale d'un rond,

d'un fil, d’un câble ou d'un tube en le tirant à travers une filière.

Le procédé est utilisé pour produire les tubes, des arbres, des pistons, des ébauches pour des

rivets, des écrous, des vis il existe une variété de type d’étirage [36].

- Etirage à creux.

- Etirage sur substrat.

- Etirage sur boulet flottant en carbure de tungstène.

- Etirage sur olive en carbure de tungstène.

- Etirage sur mandrin long en acier traité.

Figure II.9 : L'étirage et ses paramètres caractéristiques [37].


36

Figure II.10 : L’étirage sur boulet flottant [38].

Figure II.11 : L’étirage sur olive [39].

Il y a une limite à l'accroissement de la force et donc à la réduction du diamètre: elle est

atteinte quand les contraintes de traction atteignent la limite élastique car la matière va

s'affaisser et continuer à se déformer en dehors de la filière, ce qui est inacceptable.

Idéalement, la réduction maximum de la section transversale est de 63 %.

FILIÈRE

MANDRI

N

TUBE

Charger la cellule

Charger la cellule

Moule

Clapet fixe


37

Figure II.12 : Exemples de formes de sections transversales obtenues par étirage [37].

Cet équipement est utilisé pour l'étirage de ronds de diamètre supérieur à 20 mm. La

longueur de ces ronds peut atteindre 30 m. La capacité de ces machines atteint 1, 3 MN, leur

vitesse varie de0, 01 m/s à 0, 1 m/s.

II.7.1. L'étirage à chaud des tubes creux

L'étirage des tubes creux à travers une filière (figure. II.13) permet de réduire le

diamètre extérieur du tube. L'épaisseur du tube n'est pas contrôlée et elle est sujette à varier

selon la réduction désirée. La qualité de la surface interne du tube final est moyenne puisque

le tube a tendance à glisser longitudinalement [40].

Figure II.13 : L’étirage des tubes creux [40].


38

Figure II.14 : L’étirage des tubes creux [41].

II.7.2. L'étirage avec mandrin

L'étirage avec mandrin d'un tube à travers une filière ayant au centre un mandrin (figure.

II.15) permet de contrôler la dimension du diamètre interne du tube et d'obtenir un meilleur

fini de surface. Le diamètre extérieur du mandrin doit être supérieur au diamètre interne d'un

même tube étiré à creux pour qu'il y ait un effet sur la surface interne et sur l'épaisseur du

tube. Le mandrin peut être soit retenu par une tige (mandrin court) ou être libre et suivre toute

la longueur du tube (mandrin long). Dans ce dernier cas, il faut une étape supplémentaire

d'enlèvement du mandrin. L'étirage sur mandrin long permet d'obtenir des réductions plus

importantes mais le fini de surface intérieur du tube étiré est moindre à celui obtenu sur

mandrin court.

Figure II.15 : Tube laminé et étiré à chaud avec mandrin fixe [42].


39

Figure II.16: Étirage sur mandrin [42].

Les divers procédés de fabrication des tubes diffèrent surtout au stade du laminage de la

paroi. On distingue :

les laminoirs sur mandrins :

Laminage sur mandrin court.

Dans ce cas, la longueur de l’outil de calibrage est à peine supérieure à celle de la partie

travaillante. Le tube se déplace, le mandrin reste fixe.

Laminage sur mandrin long.

Dans ce cas, l’outil de calibrage intérieur est une barre métallique dont la longueur

excède notablement la longueur de la zone de travail à chaud. Le mandrin peut

éventuellement se déplacer longitudinalement avec le mouvement de l’ébauche tubulaire.

- Laminage -courts {STIEFEL automatique} courts.

II.7.3 Géométrie du mandrin fixe

Le mode d'étirage le plus utilisé demeure néanmoins celui utilisant un mandrin fixe

(figure 17 en haut à droite). Cette méthode a sensiblement les mêmes avantages que l'étirage

sur mandrin long, en ce sens qu'il a également comme rôle de venir calibrer le diamètre

intérieur du tube. Cependant, le mandrin ne passe pas à travers la matrice puisqu'il est retenu

par une tige de fixation assez résistante pour supporter les efforts de frottement qui agissent


40

sur le mandrin. Le mandrin est généralement de forme cylindrique. Le mandrin de forme

conique est aussi utilisé. Cette méthode permet à la fois de faire varier le diamètre et

l'épaisseur du tube. Comparativement à l'étirage sur mandrin long, le pourcentage de

réduction de section par cycle est inférieur mais la précision des dimensions finales est

supérieure en raison du fait qu'il n'y a pas d'opération pour retirer le mandrin.

Figure II.17: Laminage à Mandrin fixe [43].

Compagnie Angle ou rayon

d'entrée

Longueur de la portée

cylindrique (mm)

Angle ou rayon de

sortie

Alcanaust 10° 73 10°

Alcan-brasil 2° 25.4 R19.8

Alcan :

Kingston

3° Moitié de la longueur

de la filière

RI.59

Almexa RI.59 Mandrin cylindrique

25.4

RI 59

Tableau II.1: Géométrie des mandrins utilisée dans l'industrie [37].

II.7.4. Géométrie de Filières

Deux types de filières sont rencontrés dans l'industrie (figure. 18) : la filière conique et

la filière parabolique. La filière conique est la plus utilisée et elle est composée, en général, de

trois sections. Une section d'entrée conique permettant l'entrée du tube et effectuant la


41

majeure partie du travail de déformation. Une section plane (la portée cylindrique) dicte la

dimension du diamètre externe du tube suivie d'une section conique en sortie qui réduit l'usure

abrasive de la filière [43] et prévient le marquage des tubes. La filière parabolique, comme

son nom l'indique, se distingue par sa section d'entrée de forme parabolique.

Figure II.18 : La filière conique [44].

Le tableau 2 présente différents angles d'entrée de la région conique qui seraient utilisés

pour étirer le tube en question.

Compagnie Angle du cône Longueur d'entrée (mm)

Alcanaust 20° 30.2

Alcan-brasil 20° 10° 17 11

Alcan : Kingston 20° 10° Même longueur, doit

pouvoir faire 20%

réduction

Almexa 20° 30.2

Alcansaft 20° 45.2

Aliberico 16°-20° 12.7-38.1

Aluruguay 8° -12°

La région d'entrée du cône est

jointe par un rayon de 24 52

mm

7.39

Alindustries : Rogerstone 24° 30.2

Tableau II.2 : Géométrie de la section conique dans l'industrie [38].


42

Lorsque le tube sort de la région d'entrée, il entre dans la portée cylindrique. Le tube

exerce une contrainte normale sur la portée à cause du retour élastique et occasionne alors une

force de frottement supplémentaire. Plus la portée est longue, plus la force d'étirage augmente.

Par contre, si elle est trop courte, cela occasionne des problèmes de rectitude les tubes étirés et

la durée de vie de la filière est diminuée. le tableau 3 présente différentes longueurs de portée

cylindrique utilisées dans l'industrie pour étirer un tube de 19.05 mm de diamètre.

Compagnie Longueur de portée

cylindrique

(mm)

Alcanaust 6.35

Alcan-brasil 4.98

Alcan : Kingston 3.81

Almexa 3.175

Alcansaft 3,97

Aliberico 3.05-3.81

Aluruguay 3.69

Alindustries : Rogerstone 6.35

Tableau II.3: Longueur des portées cylindriques utilisée dans l'industrie [38].

Lorsque le tube sort de la portée cylindrique, il subit un retour élastique, ce qui oblige à

avoir une région de sortie dans la filière. En effet, si le tube sortait de la portée et que la filière

finissait avec un rebord tranchant, la portée userait rapidement et le tube risquerait d'être

marqué d'autant plus qu'il risque de sortir avec une force supplémentaire d'un côté ou de

l'autre de la filière le tableau 4 présente les différentes géométries en sortie utilisées pour

étirer le tube en question.


43

Compagnie Angle ou rayon en

sortie (mm)

Longueur en sortie

(mm)

Alcanaust RI.59 1.59

Alcan-brasil 30° 2

Alcan : Kingston 30° 2.38-5.56

Almexa RI.59 1.59

Alcansaft 60° 1.59

Aliberico 45° 1.59

Aluruguay R3.05 3.05

Alindustries : Rogerstone 45° 1.59

Tableau II.4 : Géométrie de la région de sortie des filières utilisée dans l'industrie [44].

La région entre l'entrée conique et la portée cylindrique est importante. Si le

changement de section est trop abrupt, l'épaisseur de la couche de lubrifiant pourrait être

changée entraînant des contraintes locales élevées. L'expérience de production a montré que

la géométrie de cette région est critique et doit être étudiée afin d'optimiser le comportement

du lubrifiant à l'entrée de la portée cylindrique. Pour adoucir le changement de section, la

compagnie Alcane a utilisé deux angles d'entrée. L'angle au début est plus imposant et passe

par la suite à un angle plus faible (20° à 10°) afin de réduire les contraintes locales. Un angle

d'entrée plus grand permet d'augmenter le pourcentage de réduction que la filière peut

effectuer.

Un mandrin cylindrique peut être utilisé puisque le diamètre interne du tube initial est

plus grand que le diamètre du mandrin. L'angle que formera le tube avec le mandrin dépendra

alors de l'angle d'entrée de la matrice. Puisque le tube épaissit lors de la réduction en

diamètre, il formera un angle plus important avec le mandrin qu'avec la matrice. Si l'angle

d'entrée du cône de la matrice est trop abrupt, l'angle entre le tube et le mandrin étant encore

plus important, il se peut qu'il y ait des problèmes de lubrification de la surface interne du

tube Si le diamètre interne du tube est proche de celui du mandrin avant que le tube n'entre

dans la filière, un angle d'entrée pour le mandrin est nécessaire afin de prévenir le marquage

des tubes.

La longueur de la portée cylindrique du mandrin est nécessaire lorsqu'il y a un angle

d'entrée. Dans le cas d'un mandrin cylindrique, la longueur de la portée est pratiquement la


44

même que celle de la filière. Pour les mêmes raisons que pour la filière, un angle ou un rayon

de sortie doit être inclus dans la conception du mandrin afin d'éviter le marquage des tubes.

II.8. Paramètres influençant l'étirage

Il y a six paramètres jugés importants qui influencent l'étirage pour l'utilisation d'un

même matériau initial. Ces paramètres sont la lubrification, la vitesse d'étirage, le pourcentage

de réduction, l'angle d'étirage, la géométrie des filières et des mandrins ainsi que les variations

dans la géométrie de la matière première.

II.8.1 La lubrification

La lubrification a une influence sur la friction aux interfaces de contact entre le tube et

l'outillage. Elle a, par le fait même, une influence sur le fini de surface. Certains types d'huile

permettent un meilleur glissement du tube aux interfaces de contact et réduisent la force

d'étirage.pom une même vitesse d'étirage, Névés [45] a observé des variations de l'effort de

traction de plus de 38%. Des analyses de la rugosité de surface de tubes étirés avec différentes

huiles ont été effectuées par Bourget [46]. Un changement de la qualité de la surface est

remarquable. Il n'y a toutefois pas eu d'expérimentation sur les forces d'étirage engendrées par

ces différents lubrifiants.

L'huile utilisée influence aussi la température lors de l'opération d'étirage. Une élévation

en température peut avoir un effet sur le comportement des tubes en étirage ainsi que sur les

propriétés mécaniques finales puisque l'alliage 6063 est traitable thermiquement. Une bonne

lubrification est essentielle aussi afin de réduire l'usure sur l'outillage, permettant ainsi de

maintenir des tolérances plus serrées.

Les performances d'un lubrifiant peuvent être évaluées selon deux paramètres afin de

réduire la friction et les bris lors de l'étirage. Ces deux paramètres sont l'épaisseur de la

couche de lubrifiant et la susceptibilité du tube d'être en contact avec l'outillage. Selon [47],

une augmentation de la viscosité augmente le coefficient de friction, mais améliore la

résistance à la pression du tube (diminution des zones de contact entre le tube et l'outillage).

Un facteur important pour la lubrification est la rugosité de la surface du tube initial. Plus la

surface est rugueuse et la viscosité élevée, plus la couche de lubrifiant sera épaisse. Le


45

sablage par jet de sable est présenté dans comme une méthode intéressante de prétraitement

des tubes puisqu'il permet non seulement d'augmenter la rugosité des tubes, mais aussi

d'ajouter une couche écrouie de quelques micromètres en surface. Cette couche écrouie

augmente la dureté en surface et donc la résistance des aspérités à la pression de contact. Ces

aspérités aident à conserver une bonne couche de lubrifiant. Pom l'acier, l'ajout d'une couche

d'oxyde améliore la résistance du lubrifiant, ce qui laisse croire que la couche d'oxyde

naturelle de l'aluminium aide au procédé.

Le bris de la couche de lubrifiant est causé par l'augmentation de température. Ce bris

arrive lorsque la connexion entre deux cavités d'huile à la surface du tube est rompue à cause

de la pression élevée vis-à-vis de la résistance du lubrifiant à une température donnée. Il est

alors important d'avoir un lubrifiant qui résiste suffisamment à haute température.

Certaines expérimentations ont été faites avec une lubrification pressurisée. Cela permet

de diminuer la force d'étirage puisque la pression augmente l'épaisseur de la couche de

lubrifiant ainsi que sa viscosité.

II.8.2. La vitesse d'étirage

La vitesse d'étirage a une influence sur les efforts de traction. En général, une

augmentation de la vitesse engendre une diminution de la force d'étirage. La force sur le

mandrin diminue aussi de son côté. Shivpuri et al. [48] accordent cette diminution à une

baisse de la friction causée par un épaississement du film d'huile entre le tube et l'outillage.

Cet épaississement cause par contre une rugosité plus élevée sur les tubes étirés. Toutefois

puisque la rugosité au final est fonction du pourcentage de réduction, il est possible que pom

une vitesse plus élevée, un tube étiré à un pourcentage de réduction approchant 50 % en une

seule passe obtienne le même fini de surface qu'un tube étiré en deux passes à une vitesse plus

faible. En ce moment, le banc d'étirage hydraulique d'affinité est ajusté à sa vitesse maximale.

II.8.3 Le pourcentage de réduction

La déformation maximale que l'on peut faire subir à un tube est fonction des propriétés

mécaniques avant et après étirage. En effet, plus le tube sera initialement déformable, c'est-à-

dire un allongement à la rupture élevé, plus il sera possible de réduire sa section. Par contre,


46

un pourcentage de réduction plus élevé entraîne des efforts plus importants attribués à

l'augmentation de la déformation plastique. Cette augmentation de la déformation plastique

implique aussi des forces de contact plus élevées entre le tube et l'outillage, augmentant ainsi

la friction aux interfaces Paré [49] a donné une plage de pourcentage de réduction pom les

tubes 6063 afin de vérifier la condition T832 après traitement thermique. Bourget a étiré des

tubes 6063-T4 avec différents pourcentages de réduction. En posant l'angle d'étirage comme

une constante lors des essais, un pourcentage de réduction de 45% a été atteint en une passe

d'étirage. Un pourcentage de réduction de 65 % a été obtenu en trois passes. Les propriétés

mécaniques des tubes 6063 actuels avant étirage permettent donc des déformations élevées.

Les facteurs qui restreignent la déformation maximale en une seule passe sont alors les

propriétés mécaniques du tube après étirage La contrainte de traction doit être inférieure à la

limite élastique du matériel écroui en sortie des filières.

𝐴% =𝛥𝑑

𝑑0

𝐴% =𝑑𝑓𝑒𝑥𝑡 −𝑑0𝑒𝑥𝑡

𝑑0𝑒𝑥𝑡

𝐴% =𝑅0𝑒𝑥𝑡 −𝑅𝑓𝑒𝑥𝑡

𝑅0𝑒𝑥𝑡

𝐴% =𝑅0

𝑅0−

𝑅𝑓

𝑅0

𝐴% = (1 −𝑅𝑓

𝑅0)

(II.1)

II.8.4 .L'angle d'étirage

L'angle d'étirage est un paramètre utilisé par Alfiniti afin d'assurer une bonne qualité

dimensionnelle des tubes étirés ainsi que du fini de surface. Il est défini comme un rapport

entre la réduction d'épaisseur sur la réduction de diamètre au cours de l'étirage.

Mathématiquement, il s'écrit comme suit :

𝜶=arctan 𝑙𝑛

𝑒𝑖𝑒𝑓

𝑙𝑛𝐷𝑖𝐷𝑓

𝑒𝑖 = èpaisseur initiale.𝑒𝑓 = èpaisseurfinale .

𝐷𝑖 = diamètre initial.𝐷𝑓 = diamètrefinale.

(II.2)


47

La figure 19 donne un exemple de différents tubes de matière première qui donne tous un

pourcentage de réduction de 50% au final. L'angle d'étirage y est indiqué.

Figure. II.19 : Tubes de matière première donnant différents angles d'étirage pour un

même pourcentage de réduction de 50% [38].

Selon cette équation, un angle de 45° donne la même déformation sur le diamètre que

sur l'épaisseur. Un angle inférieur donne plus de réduction sur le diamètre que sur l'épaisseur

et de la même manière, un angle supérieur donne une réduction plus axée sur la paroi que sur

le diamètre. Selon pom un alliage d'aluminium donné, il y a un angle d'étirage maximal

(supérieur à 45°) où le métal risque de s'amonceler dans la zone d'entrée de la filière et de

subir une rupture ou encore que la force d'étirage augmente de sorte que peu ou pas de

lubrifiant reste sur la surface du tube, provoquant ainsi des défauts et des fissures ou même le

bris du tube. De même, il y a un angle minimum où la force nécessaire pom la réduction du

diamètre crée des rides dans le tube ou encore un manque de lubrification causant les mêmes

problèmes qu'avec un grand angle d'étirage. En [50], il est affirmé que des tubes d'acier

peuvent être étirés jusqu'à un pourcentage de réduction de 50 % dépendamment du ratio

diamètre/épaisseur, qui peut ici être comparé à l'angle d'étirage. Les laboratoires d'Alcan à

Kingston ont, par expérience, déterminé un intervalle qui évite les défauts d'étirage

mentionnés précédemment. Pom tous les types d'alliage d'aluminium, un angle d'étirage

variant entre 30° et 70° donne des résultats satisfaisants. Ils recommandent par contre

d'utiliser un angle supérieur à 45° puisqu'un angle inférieur donne un fini de surface de moins

belle apparence. Un angle d'étirage supérieur permettrait aussi de réduire l'excentricité des

tubes étirés.


48

Selon [51], un angle d'étirage plus faible, de l'ordre de 30° améliorerait le fini lustré des

tubes 6063-T4 étirés, ce qui contredit la théorie d'Alcan. Selon Paré, l'angle d'étirage en vue

de produire la condition T832 peut varier entre 25° et 85° et doit être idéalement de 60°.

Alfiniti, selon l'expérience, a noté que sous un angle de 35°, l'épaisseur de la paroi change peu

lors de l'étirage et peut mener à des tolérances moins serrées.

Selon [52], l'angle d'étirage n'a pas d'influence significative sur les propriétés

mécaniques finales d'un tube étiré si un pourcentage de réduction est maintenu constant.

II.8.5. Les sollicitations de la matière pendant le procédé

Chaque coup de cage impose localement au tube un incrément de déformation plastique

de quelques pourcent, la matière subit au final une série de petites déformations

tridimensionnelles, avec un tri axialité variable Cette histoire mécanique complexe peut

conduire à la nucléation de defaults (fissures longitudinales) dans le régime de la fatigue

oligocyclique [53].

Une première analyse numérique du procédé HPTR a été réalisée dans [54] pour un

matériau de type Zircaloy-4 en utilisant une loi monotone classique. Les niveaux de contrainte

relevés sont trop élevés car adoucissement/durcissement cyclique du matériau n’est pas pris

en compte avec ce type de formalisme.

Le problème de mise au point des gammes de laminage est d’autant plus critique pour

des aciers ODS car la présence des nano oxydes renforce leurs caractéristiques mécaniques

mais abaisse leur capacité à être déformés. Le matériau doit donc subir une série de

traitements thermiques pour abaisser ses caractéristiques mécaniques [55].

Pour étudier la faisabilité des gammes de laminage il faut être capable de renseigner une

loi de comportement réaliste dans le logiciel. Cette loi doit être identifiée à partir d’essais

réalisés sur des éprouvettes ayant subi des traitements thermiques adaptés à chaque nuance.

II.8.6. Forces d'étirage

La connaissance des efforts intervenant lors du processus d'étirage est essentielle dans

l'élaboration de la conception d'une machine pour l'étirage. Bien entendu, il y a peu d'éléments

dans la littérature qui répertorient l'évolution des forces et des réactions lors du procédé


49

d'étirage de tube et encore moins lorsqu'il est question d'étirage de tubes à paroi variable. Pour

estimer les forces intervenant dans le procédé, il faut donc se tourner vers ce qui a été étudié,

soit au niveau de l'étirage de tube à paroi constante. Néanmoins, la connaissance des forces en

jeu durant le procédé est essentielle dans la sélection et le développement de machine-outil

permettant de faire de l'étirage. Plusieurs modèles analytiques et numériques ont été

développés afin d'estimer la force requise et les réactions sur le mandrin pour compléter un

cycle d'étirage à paroi constante.

Dans un cadre industriel, les équations analytiques basées sur la théorie de la plasticité

élémentaire peuvent être satisfaisantes D'ailleurs, LANGE présente une équation analytique

développée par Siebel pour calculer la force de déformation pour de l'étirage sur mandrin fixe

II.9.Résistance des tubes étirés

Afin de déterminer la tension maximale que les tubes étirés peuvent supporter dans le

domaine élastique, des essais de traction ont été effectués. Les essais ont été effectués sm 28.

Échantillons de 12 pouces de long (7 tubes étirés avec 4 échantillons par tube). Les

échantillons ont été pris au hasard sm des tubes différents. 11 échantillons de tubes se sont

brisés dans la région d'analyse de l'extensomètre. Le tableau II.5 résume les essais.

28 sections

de tube étiré

Limite élastique [MPa]

Limite ultime [MPa] Elongation%

Moyenne 264.7 274.8 4.7

Ecart-type 1.8 1.3 0.3

Tableau. II.5 : Propriétés mécaniques des tubes étirés avec une réduction moyenne de 50%

[55].

La zone de grippage (pointe des tubes) est analysée afin de déterminer si elle limite la

contrainte admissible d'étirage par rapport à la section étirée des tubes. Des essais de traction

ont aussi été effectués avec des échantillons de tubes contenant une section étirée ainsi que la

pointe. La longueur de chaque échantillon a été choisie de la façon suivante : décelé les


50

marques des deux coups de mise en position du mandrin et à partir de la marque la plus

basse, mesurer 70mm plus la ànnandnn longueur de l'insert d'acier.

II.10. Aspects métallurgiques de laminage

D’un point de vue métallurgique, le laminage apparaît comme une succession de

déformations (des passes) qui vont engendrer un écrouissage ( restauration éventuellement) du

métal, et de temps d’attente (les inters passes) pendant lesquels la structure de l’acier pourra

évoluer (figure II.20).

Figure II.20 : Recristallisation dynamique au cours du laminage à chaud [33].

II.10.1. Ecrouissage et restauration du métal pendant la déformation

La déformation élastique de tout matériau cristallin se produit par distorsion réversible

de son réseau. La déformation plastique se produit alors par ruptures et reconstructions des

liaisons métalliques qui assurent la continuité du réseau cristallin, phénomènes nécessitant en

théorie une énergie considérable. La présence des dislocations et leur déplacement suivant des

plans privilégiés vont permettre de réaliser les ruptures et reconstructions des liaisons, non pas

simultanément mais de façon discrète, réduisant ainsi de façon considérable l’énergie stockée

sous forme de dislocations.

Dans le présent travail nous traitons la déformation plastique, dans ce cadre le nombre

de dislocations va rapidement croître ce qui va conduire au durcissement de l’acier, et est


51

couramment appelé : Phénomène d’écrouissage. A la création de ces dislocations vont être

opposés différents mécanismes conduisant à leur élimination et donc à l’adoucissement du

matériau ; ce sont les phénomènes de restauration et recristallisation.

Il est également nécessaire de distinguer l’adoucissement qui se produit simultanément

à la déformation, c’est la restauration ou recristallisation dynamique, de celui qui intervient

après la déformation, c’est la restauration et recristallisation statique ou post-dynamique.

Figure II.21 : Aspects métallurgiques du laminage [33].


52

II.10.2. Recristallisation statique

Comme il a déjà été évoqué ci dessus, la recristallisation procède par germination et

croissance de nouveaux grains. La recristallisation complète est atteinte lorsque les grains

écrouis ont été intégralement éliminés et remplacés par des grains exempts d’écrouissage. La

recristallisation statique se produisant après l’arrêt de la déformation, sa cinétique est de ce

fait exprimée en fonction du temps ; elle présente une allure spécifique (figure II.22) qui est

bien traduite par une loi de type Avrami :

FR(t)= 1 –exp(-ktn) (II.3)

FR : fraction de recristallisation statique ;t : temps ; k et n : deux constantes caractérisant la

cinétique. (n= 2à 5).

Figure II.22 : Cinétique de recristallisation statique [33].

II.10.3. Recristallisation dynamique

Comme pour la recristallisation statique, la recristallisation dynamique en phase

austénitique procède par germination et croissance de nouveaux grains. La première


53

spécificité de la recristallisation dynamique réside dans le fait que l’environnement du

nouveau grain recristallisé continue de s’écrouir avec le ralentissement de sa croissance. La

recristallisation dynamique conduit donc à un affinement très important de la structure, au

moins jusqu’à l’arrêt de la déformation.

La seconde spécificité du phénomène est que la structure peut recristalliser plusieurs

fois de suite au cours de la déformation. Contrairement au cas de la recristallisation statique,

l’avancée de la recristallisation dynamique ne dépend pas du temps mais de la déformation

appliquée. Les cinétiques sont également exprimées sous la forme d’une loi d’Avrami où le

paramètre temps est remplacé par le paramètre déformation.

II.11. Défauts de laminage

II.11.1. Défauts géométriques

Les machines et les outils (cylindres, cages…) ne sont pas infiniment rigides, se

déforment, et cèdent élastiquement sous les efforts appliqués. Cela perturbe aussi la géométrie

des produits, créant des problèmes de profil et de planéité des produits plats. Des problèmes

de réglage des outils de production peuvent avoir des conséquences du même ordre.

Des défauts géométriques peuvent apparaître à la suite de la déformation locale du

rouleau en contact avec la tôle dans l’emprise Les contraintes de pression dans le contact sont

relaxée par l’élargissement de la tôle qui est fort si les rapports.

épaisseur/largeur et épaisseur/longueur de contact sont grands (c’est le cas du laminage

à chaud). Cet élargissement est faible car inhibé par le frottement des outils dans le cas du

laminage à froid; les contraintes de contact, donc les déformations des cylindres, seront très

fortes si on lamine des produits minces parce que les effets du frottement seront exacerbés

parle grand rapport surface/volume.

Le rôle des efforts de tension et contre tension imposées parles moteurs de bobinage est

dans ce cas primordial pour minimiser ces défauts.

A ces défauts d’origine mécaniques se superposent des déformations d’origine

thermiques, liées à la dilatation, qui conduit à une hétérogénéité du diamètre du cylindre le

long de son axe. Ces dilatations peuvent entraîner des hétérogénéités d’épaisseur des produits

finaux (Tableau II. 6).


54

a. cédage des

cylindres

a (flexion,

aplatissement)

b.réduction donc

allongement

b différentiels

c.conséquence :

tension

hétérogène,

c zones en

compression,

c flambement =

défaut de planéité

d.remède,

pendant le

laminage :

d «actionneurs de

profil et planéité»

d (ici, contre-

flexion des

cylindres)

e.remède aux

défauts de

planéité,

e après le

laminage : le

planage

Tableau II. 6: Défauts de profil et de planéité. Quelques remèdes [56].


55

II.11.2. Défauts métallurgiques et microstructuraux

Les défauts microstructuraux sont très dépendants de l’alliage considéré. Ce sont de

stalles de grains hétérogènes, des textures cristallographiques mal orientées, des inclusions

non métalliques, des porosités, des fissures. Certains de ces défauts sont hérités des structures

de coulée [57].

Les discontinuités (porosités, fissures et criques), qui relèvent des phénomènes et

mécanismes d’endommagement des matériaux, sont engendrées par la conjugaison d’états de

contrainte de tension et de l’existence d’hétérogénéités : d’où un couplage

mécanique/métallurgie à l’échelle microscopique [58].

De plus les paramètres de structure granulaire et de texture évoluent autant par la

déformation elle-même que lors des recristallisations induites par la déformation à chaud

(recristallisation dynamique) ou lors des traitements thermiques (recristallisation statique).

Leur prévision passe par l’utilisation des modèles de métallurgie physique appropriés, eux-

mêmes couplés à la thermomécanique [59].

II.11.3. Défauts de surface

Parmi les défauts de surface se distinguent les défauts de type chimique comme la

corrosion, incrustation d’oxyde, pollutions par les lubrifiants ou des défauts de rugosités. Ce

dernier cas est très directement contrôlé par la mécanique du contact produit-cylindre Des

microfissures peuvent provenir de contraintes de traction superficielle, des porosités peuvent

être la conséquence du piégeage de lubrifiants (poches d’huile) ou de phénomènes de

corrosion, du rebouchage incomplet de trous initiaux induits par un décapage par exemple.

Pour minimiser ces déformations ou corriger ces défauts, on peut recourir à des actionneurs de

profil, en pratique des vérins d’équilibrage du cylindre de travail ou de cambrage des

cylindres d’appui. Le pilotage de ces actionneurs n’est toutefois pas aisé.

D’autres techniques de correction peuvent être utilisées : la translation des cylindres de

travail (roll shirting),le refroidissement ou la lubrification différentielle, ou encore le

désaxement des cylindres haut / bas (pair-cross) Touts ces problèmes de géométrie ne seront

pas pris en compte dans notre modélisation.


56

Et pour conclure, on peut résumer les principales interactions, métallurgiques, thermiques

et mécaniques par le schéma si dessous (figure II.23).

Figure II.23 : Principales interactions « multi physiques » lors de la déformation à chaud

[59].


57

II.12.Conclusion du chapitre

Tout ce qui précède montre que le laminage ne doit plus être simplement appréhendé

comme un simple moyen de mise en forme à chaud mais également comme un moyen

métallurgique d’amélioration des matériaux métallique à chaque fois que ceux-ci doivent être

utilisés à l’état brut de laminage à chaud.

La métallurgie du laminage à chaud a permise une bonne compréhension, au moins

qualitative et descriptive, des phénomènes et permet d’ores et déjà d’obtenir des

caractéristique que l’on ne saurait obtenir par traitement thermique (cas des aciers C-Mn après

recuit de normalisation).

Les problèmes spécifique du laminage à chaud ainsi que ceux de l’aptitude au formage

(fongibilité) laissent ouvert un vaste champ d’investigation.

Partie II :

Etude

expérimental

CHAPITRE III

Résultats expérimentaux et

analyses.

Chapitre III Résultats expérimentaux et Analyse.

58

III.1.Introduction

L’expérience est un complément essentiel à l’étude théorique et représente l’argument

de toutes les questions du comportement mécaniques des aciers avant (ébauche) et après

(tube finis). Dans cette étape on a pu faire une série d’expérience (analyse chimique, traction,

Dureté et résilience) sur des éprouvettes plates. Les résultats sont enregistrés et commentés

convenablement. En parallèle une partie calcul additionnelle pour déterminer les paramètres

géométriques et mécaniques du processus d’étirage des tubes à chaud.

III.2. Paramètre de calcule

Les mécanismes mis en jeu dans le cas laminage et étirage à chaud des tubes. Quel que

soit le mécanisme prépondérant, le paramètre thermomécanique sur lequel des optimisations

sont possibles est la température. En effet, les taux de déformation, les vitesses de

déformation et les temps inter passes sont prise en compte par les producteurs de tuberie.

C’est également vrai pour la température dans le cas des aciers.

Les paramètres considérés pour le calcul du phénomène de l’étirage des tubes sont suivantes :

Le diamètre:

𝐷𝑖 = 𝑑𝑖 + 2𝑒𝑖 (III.1)

𝐷𝑓 = 𝑑𝑓 + 2𝑒𝑓 (III.2)

∆𝐷 = 𝐷𝑖 − 𝐷𝑓 = 𝑑𝑖 + 2𝑒𝑖 − 𝑑𝑓 + 2𝑒𝑓

∆𝐷 = 𝑑𝑖 − 𝑑𝑓 + 2(𝑒𝑖 − 𝑒𝑓) (III.3)

La variation des paramètres (longueur d’étirage Lp et en diamètre∆𝐷) dans le triangle 𝑀𝑁𝑂 :


59

Figure III.1: Schéma de laminage d’un tube [60].

La longueur d’étirage (Lp) :

𝑅2 = 𝐿𝑝2 + (𝑅 − 𝑎)2 (III.4)

𝐿𝑃2 = 𝑅2 − (𝑅2 − 2𝑅𝑎 + 𝑎2)

𝐿𝑃2 = 2𝑅𝑎 − 𝑎2

Si a est petit par rapport à R, a2

<<< R :

𝐿𝑝 ≈ √[2𝑅𝑎]

𝐿𝑝 ≈ √𝑅∆𝐷 (III.5)

Avec

Coefficient de frottement :

𝜇 = 𝑡𝑎𝑛 𝛼

𝜇 =𝐿𝑝

[𝑅−∆𝐷]

2


60

𝜇 =√𝑅∆𝐷[𝑅−∆𝐷]

2

𝜇 = √[∆𝐷

2] (III.6)

Le diamètre du cylindre = 275 mm

Le rayon(R) du cylindre :

𝑅 =𝐷−𝐷𝑓

2 (III.7)

Réduction total (A total) :

𝐴𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 (%) =𝐷𝑖−𝐷𝑓

𝐷𝑖 100 (III.8)

L’ongle (

𝑡𝑎𝑛𝛼 =𝐹

𝑃𝑟=

𝜇𝑃𝑟

𝑃𝑟= 𝜇

𝜇 = 𝑡𝑎𝑛𝛼 = ∆𝐷

2

𝛼 = 𝑐𝑜𝑡𝑛𝑔𝛼 ∆𝐷

2 (III.9)

Pour laminage a Mondrian la contraint d’étirage est donné par la formule suivant [61]:

𝜎è𝑡𝑖𝑟𝑎𝑔𝑒 = 𝜎𝑒1+𝐵′

𝐵′ 1 −

𝐷𝑓

𝐷𝑖 𝐵′

(III.10)

Avec

𝐵′ =𝜇1+𝜇2

𝑡𝑛𝑔𝛼 −𝑡𝑛𝑔𝛽 (III.11)

μ1: coefficient de frottement enter tube et cylindre.

μ2 : coefficient de frottement enter tube et Mondrian.


61

α : Angle entre cylindre-tube.

β : Angle entre mandrin-tube.

B’ : pour mandrin un mouvement

Si μ1= μ2 ⇒ B’=0

𝐷𝑑𝜎𝑒𝑡𝑖𝑟𝑎𝑔𝑒 + 𝜎𝑒𝑡𝑖𝑟𝑎𝑔𝑒 + 𝑝 𝑑𝐷 = 0

𝐷𝑑𝜎𝑒𝑡𝑖𝑟𝑎𝑔𝑒 + 𝜎𝑒𝑡𝑖𝑟𝑎𝑔𝑒 𝑑𝐷 = 0

Dans le cas où déformation homogène

𝜎𝑒𝑡𝑖𝑟𝑎𝑔𝑒 = 𝜎𝑒 𝑙𝑛𝐷𝑖

𝐷𝑓 (III.12 )

La force de frottement (FF):

𝐹𝐹 = 𝑃𝑟𝑡𝑎𝑛 𝛼 = 𝑃𝑟𝜇 (III.13)

La Force de l’étirage (F étirage):

𝐹 𝑒𝑡𝑖𝑟𝑎𝑔𝑒 = 𝐹 𝐹 + 𝑃 𝑟 (III.14)

La déformation de l’étirage (𝜀è𝑡𝑖𝑟𝑎𝑔𝑒 %):

𝜀è𝑡𝑖𝑟𝑎𝑔𝑒 (%) = ln(𝐴 + 1)100 (III.15)

Avec

𝐴(%) =(𝐷𝑓 − 𝐷𝑖)

𝐷𝑖100


62

N° Cages Diamètre [mm] A total [%] ∆D [mm] R[mm] Tan α A %

1 [118,5-116,50] 2,4% 2,00 79,25 1,000 1,7%

2 [116,5-111,10] 8,8% 7,40 81,95 1,924 4,6%

3 [111.10-103,59] 17,6% 14,91 85,71 2,730 6,8%

4 [103.59-94,38] 28,5% 24,12 90,31 3,473 8,9%

5 [94.38-85,79] 38,7% 32,71 94,61 4,044 9,1%

6 [85.79-77,98] 48,0% 40,52 98,51 4,501 9,1%

7 [77.98.5-70,89] 56,3% 47,61 102,06 4,879 9,1%

8 [70.89-64,44] 64,0% 54,06 105,28 5,199 9,1%

9 [64.44-58,57] 70,9% 59,93 108,22 5,474 9,1%

10 [58.57-53,24] 77,2% 65,26 110,88 5,712 9,1%

11 [53.24-48,40] 83,0% 70,10 113,30 5,920 9,1%

12 [48.40-43,99] 88,2% 74,51 115,51 6,104 9,1%

13 [43.99-39,99] 92,9% 78,51 117,51 6,265 9,1%

14 [39.99-36,95] 96,5% 81,55 119,03 6,386 7,6%

15 [36.95-35,09] 98,7% 83,41 119,96 6,458 5,0%

16 [35.09-34,38] 99,6% 84,12 120,31 6,485 2,0%

17 [34.38-34,04] 100,0% 84,46 120,48 6,498 1,0%

Tableau III.1: Les paramètres d’étirage.


63

N°

Cages

Diamètre [mm] Lp

[mm]

σ ètirage

[MPa] F [N] Pr [N] F étirage [N] [%]

1 [118,5-116,50] 12,590 5,107 56,318 56,318 112,637 1,674

2 [116,5-111,10] 24,626 19,345 410,383 213,348 623,730 6,057

3 [111.10-103,59] 35,747 40,342 1214,798 444,918 1659,716 11,851

4 [103.59-94,38] 46,672 68,275 2614,946 752,990 3367,936 18,527

5 [94.38-85,79] 55,628 96,903 4322,050 1068,721 5390,771 24,376

6 [85.79-77,98] 63,179 125,538 6231,923 1384,530 7616,453 29,412

7 [77.98-70,89] 69,705 154,135 8293,964 1699,918 9993,882 33,774

8 [70.89-64,44] 75,442 182,754 10478,892 2015,544 12494,436 37,583

9 [64.44-58,57] 80,532 211,407 12763,015 2331,558 15094,573 40,928

10 [58.57-53,24] 85,065 240,031 15121,757 2647,242 17768,999 43,872

11 [53.24-48,40] 89,120 268,624 17539,424 2962,588 20502,012 46,472

12 [48.40-43,99] 92,770 297,285 20012,076 3278,686 23290,762 48,783

13 [43.99-39,99] 96,049 325,885 22518,452 3594,107 26112,559 50,834

14 [39.99-36,95] 98,522 349,604 24620,689 3855,700 28476,389 52,365

15 [36.95-35,09] 100,027 365,099 26003,471 4026,589 30030,060 53,291

16 [35.09-34,38] 100,601 371,231 26552,530 4094,221 30646,751 53,642

17 [34.38-34,04] 100,875 374,213 26819,828 4127,104 30946,932 53,810

Tableau III.2: Lés paramètres mécaniques.


64

Figure III.2:Force normale en fonction du taux de réduction totale.

Figure III.3:Force frottement en fonction du taux de réduction totale.

0.0000

5000.0000

10000.0000

15000.0000

20000.0000

25000.0000

30000.0000

35000.0000

0.0% 20.0% 40.0% 60.0% 80.0% 100.0% 120.0%

Forc

e N

orr

mal

e [

KN

]

Taux de reduction totale [%]

0.0000

5000.0000

10000.0000

15000.0000

20000.0000

25000.0000

30000.0000

35000.0000

0.0% 20.0% 40.0% 60.0% 80.0% 100.0% 120.0%

Forc

e d

e F

rott

em

en

t [K

N]

Taux de reduction Totale [%]


65

Figure III.4:Force d’étirage en fonction du taux de réduction totale.

Figure III.5:Contrainte d’étirage en fonction du taux de réduction totale.

0.0000

5000.0000

10000.0000

15000.0000

20000.0000

25000.0000

30000.0000

35000.0000

0.0% 20.0% 40.0% 60.0% 80.0% 100.0% 120.0%

Forc

e d

'éti

rage

[K

N]

taux de rèduction totale [%]

0.000

50.000

100.000

150.000

200.000

250.000

300.000

350.000

400.000

0.0% 20.0% 40.0% 60.0% 80.0% 100.0% 120.0%

Co

ntr

ain

te d

'éti

rage

[M

Pa]

Taux de réduction [%]


66

Figure III.6: Contrainte d’étirage en fonction du taux de déformation par chaque cage.

Le calcul des paramètres de laminage et d’étirage à chaux laisse apparaitre :

- Une évolution des forces normales en fonction des taux de réduction totale.

- Une évolution des forces tangentielle en fonction des taux de réduction totale.

- Une évolution des forces d’étirage en fonction des taux de réduction totale.

- Une évolution des contraintes d’étirage en fonction des taux de réduction totale.

- Une évolution des contraintes d’étirage en fonction du taux de déformation par chaque

cage.

III.3. Procédure expérimentales

III.3.1. Choix du métal de base

Le choix de métal de base le (E24-2 selon AFNOR) est motivé par deux raisons :

- A sa bonne soudabilité.

- sa résistance à la corrosion.

Un acier de construction générale, conçu pour les applications réclamant une très bonne

soudabilité.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 50 100 150 200 250 300 350 400

contr

ainte

σ[M

Pa]

déformation ε[%]


67

III.3.2. Analyse chimique de l’acier S235JR (E24-2)

L’analyse spectrale prend une part exceptionnelle à coté des examens mécaniques et

chimiques. En peut de temps, elle livre des informations sur l’échantillon en déterminant avec

certitude aussi bien les concentrations importantes en éléments d’alliages, que pour les petites

teneurs en impuretés indésirables. Elle est l’un des moyens les plus rationnels pour le contrôle

des nuances en usine.

Le tableau III.3 illustre les résultats de l’analyse chimique du métal de base choisi,

effectuée au l'entreprise de Anabib (TG) ENTTPP (Entreprise Nationale de Tuberie et de

Transformation des Produits Plats).

C% Si% Mn% P% S% AL%

0.10 0.03 0.37 0.008 0.011 0.052

Tableau III.3: Composition chimique du métal de base.

III.3.3. La métallographie

La métallographie est la science d'analyse et d'évaluation des structures internes des

matériaux. A ce jour, il s'agit de la méthode la plus répondue dans la recherche des matières

pour les scientifiques et les ingénieurs. Grâce à une procédure de tronçonnage, d'enrobage et

de polissage [62].

III.3.3.1. Découpage des éprouvettes

L’éprouvette est constituée soit par un tronçon de tube soit par une bande longitudinale

ou transversale découpée dans le tube et ayant l’épaisseur totale de la paroi du tube (figures

III.7) soit par une éprouvette de section circulaire usinée dans la paroi du tube. L’échantillon

découpé sur l’ébauche et sur le tube (après laminage) en mettre en considération

l’emplacement du cordon de soudure centré sur chaque échantillon et surtout de faire les

refroidir pendant l’opération du découpage par un émulsion spéciale afin d’éviter l’influence

de l’échauffement.


68

Figure III.7: Machines de découpage de l'échantillon.

III.3.4 Essais mécaniques

III.3.4.1. Essai de traction

L’essai consiste à soumettre une éprouvette à un effort de traction jusqu’à rupture en

vue de déterminer les caractéristiques mécaniques du métal. Soumise à un effort croissant et

régulier de traction, l’éprouvette s’allonge uniformément jusqu’à une certaine valeur

caractéristique. Cette valeur où la charge appliquée demeure stationnaire est le point de limite

élastique.

Si la charge est supprimée, l’éprouvette revient approximativement à sa longueur

primitive.

Si la charge continue de s’accroître, L’allongement augmente et devient permanent, la

rupture intervient alors ; c’est le point de rupture.

Les caractéristiques mécaniques de la traction sont:

- La charge de rupture (Rm): C’est la caractéristique qui exprime la plus ou moins grande

résistance d’un matériau à se rompre.

𝑅𝑚 =𝐹𝑚

𝑆0 (III.16)

- Limite élastique (Re): C’est la caractéristique mécanique qui exprime la plus ou moins

grande facilité d’un matériau à s’allonger dans la phase élastique.


69

𝑅𝑒 =𝐹𝑒

𝑆0 (III.17)

Section initiale.

𝑆0 = 𝑒0. 𝑙0 (III.18)

- L’allongement (A): C’est la valeur de l’allongement d’un matériau ramenée en % et

mesurée après rupture d’une éprouvette de traction.

Défirent de longueur:

∆𝐿 = 𝐿𝑓 − 𝐿0

𝜀(%) = 𝐴(%) =∆𝐿

𝐿0100 (III.19)

- La striction (Z): La striction est le phénomène d'étranglement de la partie calibrée de

l'éprouvette. La striction de la partie calibrée s'amorce lorsque la charge maximale de rupture

est atteinte (Fm sur la courbe ci-dessus). L'allongement de l'éprouvette augmente très

rapidement à ce moment jusqu'à la rupture de l'éprouvette de traction.

𝑍(%) =∆𝑆

𝑆0100 (III.20)

Section finale

𝑆𝑓 = 𝑒𝑓 . 𝑙𝑓 (III.21)

Pour notre cas; des tubes soudés le diagramme conventionnel de traction (figure III.8):

Figure III.8:Diagramme conventionnel de traction de l’acier E24-2.


70

On distingue généralement deux domaines: un domaine élastique, et le domaine

plastique :

a- Domaine élastique : est représentée par la ligne OB, Il s’agit de la zone dans laquelle la

déformation est proportionnelle à la contrainte suivant la loi de Hooke. Dans ce domaine, on

peut admettre que le diagramme est linéaire sous forme d'une droite. La limite d’élasticité Re

correspond à la contrainte maximale qu’il est possible d’atteindre pour un comportement

uniquement élastique de l’éprouvette. La déformation spécifique correspondant à la limite

d’élasticité est notée εe ; (les déformations sont réversibles; c’est-à-dire que l’éprouvette

reprend sa longueur initiale lorsque la force appliquée est supprimée (σ = 0 et ε = 0).

Les déformations maximales pour lesquelles existe un comportement élastique sont

généralement faibles (pas plus de 1%).

b- Domaine plastique: est représentée par la ligne BC, ce n’est plus le cas, et cela permet de

définir la limite entre domaine élastique et domaine plastique, appelée limite d’élasticité, ou

encore seuil d’écoulement.

-Palier d’écoulement: Le palier d’écoulement, qui est une caractéristique propre aux

matériaux métallique, surtout visible pour les aciers non alliés à faible limite d’élasticité,

correspond à la zone dans laquelle le matériau se déforme sans augmentation de la contrainte.

Cette zone se situe juste après le domaine élastique. Si on relâche la force, la décharge se fait

élastiquement et le matériau, bien que revenant partiellement en place, conserve une

déformation permanente.

-Domaine d’écrouissage: Après le palier d’écoulement, il faut à nouveau augmenter la

sollicitation pour accroître la déformation. La limite supérieure de la zone d’écrouissage est

on tire de cet essai des caractéristiques mécaniques très importantes surtout:

La résistance à la rupture Rm; C’est la contrainte maximale obtenue avant d’atteindre

la rupture.

La phase de striction est représentée par la courbe entre Fm et D. La rupture de

l'éprouvette est représentée par la lettre D.


71

Figure III.9:La machine et l’éprouvette normalisée de l’essai de traction.

Repère Symbole Désignation Unité

Unitéeeerrrrrruuuuuuuuuuuuuu

1 Li Longueur initial mm

2 Lf Longueur final mm

3 Li Largeur initial mm

4 lf Largeur final mm

5 ei Epaisseur initial mm

6 ef Epaisseur final mm

7 Si Aire de la section initiale mm2

8 Sf Aire de la section finale mm2

Tableau III.4: Symbole et désignation.

III.3.4.2. Essai de dureté

La dureté est la mesure de la résistance d’un matériau à la pénétration. Cette dernière est

fonction de plusieurs facteurs dont les principaux sont: la déformation élastique et plastique,

le frottement pénétrateur-surface indentée, la géométrie de pénétrateur, ses propriétés

mécaniques et la charge qui y est impliquée. La figure III.10. Résume les caractéristiques des

principales méthodes de mesure de la dureté utilisée: la dureté Brinell (HB), la dureté Vickers

(HV), les duretés Rockwell C et B (HRC et HRB). Bien que les valeurs de dureté soient

données sans dimensions, les duretés Brinell et Vickers, de par leur définition, sont

homogènes à des contraintes.


72

Figure III.10: Diffèrent types de la dureté.

Figure III.11: La machin et échantillon normalisé d’essai de la dureté.


73

III.3.4.2.1. Essai de dureté Vickers

Il consiste à imprimer dans le métal testé un pénétrateur en diamant de forme

géométrique pyramidal a base carrée, d’angle au sommet entre deux faces opposées de 136°,

sous l’action d’une force connue (figure III.12). On mesure la diagonale de l’empreinte carrée

laissée par le pénétrateur [63].

L’avantage d’un pénétrateur pyramidal (comme d’un pénétrateur conique) est quand on

fait varier la charge, on obtient des empreintes géométriquement semblables entre elles, donc

des valeurs identiques pour la dureté. Généralement la gamme des forces utilisables (5 à 100

kgf) permet d’appliquer cette méthode avec toutes les dimensions d’échantillons. En

choisissant la force donnant une empreinte telle que la diagonale d doit être inférieure aux

deux tiers de l’épaisseur [64].

Figure III.12: Principe de dureté Vickers [64].

Dans l'essai Vickers (Smith et Sandland 1925), une pyramide à base carrée en diamant

est utilisée comme pénétrateur. La dureté Vickers HV est définie par [65] :

𝐻𝑉 =0.189.𝐹

𝑑2 (III.22)

Tel que

𝑑 = 𝑑1 + 𝑑2


74

F (N) : La charge appliquée au pénétrateur.

d (mm) : La diagonale moyenne de l’empreinte.

III.3.4.3.l’essai de micro dureté

III.3.4.3.1.Enrobage

L’enrobage (à froid ou à chaud) d'échantillon métallographique permet de limiter les

effets de bords pendant l’étape de polissage. La résine qui sera choisie sera adaptée à la dureté

du matériau à polir afin de rendre possible l’examen microscopique de l’échantillon.

III.3.4.3.2.Polissage

La première étape avant un test de dureté consiste à traiter l'échantillon de manière à

permettre une bonne visibilité des résultats. Ainsi, on commence par enrober l’échantillon,

puis on le polit. Pour cela, nous avons utilisé des papiers de verre d'un grain allant de 800 à

4000, afin de poncer les défauts initiaux du matériau. En effet, pour visualiser la marque que

le d’uromètre laisse dans le matériau, il est hautement préférable de ne pas avoir de rayures ou

d'impuretés qui pourraient fausser la lisibilité.

A l'issu de ce polissage, l'échantillon étudié ne présente plus de reliefs, et réfléchi la

lumière (même au microscope, le métal ne présente que peu de défauts), on a atteint le « poli

miroir » [62].

Figure.III.13: Polisseuse de finition.


75

III.3.4.3.3. Attaque chimique

Les examens métallographiques nécessitent au préalable une attaque chimique

appropriée à chaque nuance pour mettre en évidence les structures. Cette opération donne une

différence de couleur entre les différentes phases, car elle est directement liée à la différence

de vitesse de réaction des constituants. Le réactif chimique utilisé pour notre acier (acier

faiblement allié) est le Nital 4 % (4 ml d’acide nitrique et 100 ml d’éthanol) une fois étalée sur

la surface de l’échantillon, un temps de maintien de 2 à 5 seconds est respecté; cette opération

doit être suivie d’un rinçage à l’eau distillée.

III.3.4.3.4. Principe

Cet essai consiste à mesurer l’empreinte faite dans une partie du dépôt. Il permet

d’estimer la résistance à l’usure. Les mesures des dépôts ont été effectuées sur des surfaces ou

des coupes polies. Elles ont été réalisées avec un indenteur de type Vickers. Des charges de

10gf ont été appliquées pendant 10 à 15 secondes. L’appareillage utilisé est un d’uromètre

(Micro Dur Krantkràmer revanson), équipé d’un pénétrateur diamant Vickers (figure III.14).

Figure III.14: D’uromètre Vickers.


76

III.3.4.3.5. Microscope optique

Un microscope métallographique optique universel de type (ZEISS MC100) permet

l’observation des échantillons, avec un grandissement qui varie de 5 à 100.Ce microscope

s’accompagne d’une caméra .L’avantage de la microscopie optique, outre sa grande facilité

d’utilisation, est de permettre l’observation des surfaces, et des coupes transversales (Figure

III.15) [66].

Figure III.15: Microscope optique.

III.3.5.Essai de Résilience (K) (pour joint transversale)

La résilience d’un matériau est mesurée suivant un essai de tenue à un choc permettant

d’en apprécier le caractère de fragilité.

Résilience en U : Barreau unifié français (KCU). Eprouvette normalisée dont

l’amorce de rupture est en forme de U.

Résilience en V : Barreau suivant la méthode Charpy (KCV). Eprouvette

normalisée dont l’amorce de rupture est en forme de V.

Caractéristique mesurées Anciennes unités Nouvelles unités Conversion

KCU Kgf/cm2

J/cm2

1J/cm2 = 0 ,0102Kgf/cm

2

KCV Kgf/cm2

J/cm2

1J/cm2 = 0 ,0102Kgf/cm

2

Tableau III.5: Entaille des éprouvettes en U et V.


77

Entaille en V =2mm Entaille en U =5mm

10x10 =0.80 cm2=S0 10x10 =0.50 cm

2=S0

10x7.5=0.60 cm2=S0 10x7.5 =0.375 cm

2=S0

10x6.7 =0.536 cm2=S0 10x6.7 =0.335cm

2=S0

10x5 =0.40 cm2=S0 10x5 =0.25 cm

2=S0

10x3.3 =0.264 cm2=S0 10x3.3=0.163 cm

2=S0

10x2.5 =0.20 cm2=S0 10x2.5 =0.125 cm

2=S0

Tableau III.6: Démontions des Les échantillons utilisés pour l’essai de résilience sont

d’entaille V et U.

III.3.5.1. Principe de l’essai

Figure III.16: Essai de résilience.

L’essai de résilience, effectué sur un appareil appelé mouton pendule ou mouton de

Charpy, mesure l’énergie consommée lors de la rupture forcée d’une éprouvette avec entaille.

Ceci se fait typiquement en mesurant l’aperte d’énergie d’un pendule qui est lâché en chute

libre et qui, sur son chemin, casse une éprouvette, cette perte d’énergie s’appelle « résilience »

d’un matériau. Elle est définie par :

𝐾𝑐𝑣 =𝑊

𝑆0 (III.23)


78

La machine d'essai utilisée de capacité 300J.L'énergie de rupture en joule, de

l'éprouvette testée est lue directement sur le cardan de la machine.

Il s’agit d’un essai de flexion par choc sur une éprouvette entaillée standardisée .Cet

essai est également appelé essai Charpy ; l’éprouvette dans cet essai, est rompue en seul coup

par le mouton- pendule : la différence des hauteurs entre position initiale du mouton

pendulaire et sa position finale détermine le travail qui est égal à l’énergie nécessaire à la

rupture de l’éprouvette ; cette énergie est ainsi appelée résilience du matériau.

La figure III.17 montre une représentation schématique de cet essai de Charpy : la

hauteur initiale du mouton est indiquée par h1 et la hauteur finale par h2.Les dimensions

standardisées de l’éprouvette de résilience Charpy, sont indiquées sur la figure III.18.

Figure III.17 : Représentation schématique de l’essai de résilience.

.

Figure III.18: Dimensions standardises de l’éprouvette de résilience Charpy-V dimension

en (mm).


79

Figure III.19: Essai de résilience Charpy (entaille en V) et position des appuis

Les échantillons utilisés pour l’essai de résilience sont d’entaille V [67].

III.4. Résultats expérimentaux des essais mécaniques

III.4.1. Résultat d’essais de traction

III.4.1.1.L’éprouvette de traction

Les éprouvettes utilisée sont des bandes plates à joint longitudinal découpée au niveau

du laboratoire contrôle qualité à (Anabib) El ma labiod-Tebessa . Deux types d’éprouvettes

acier E24 sont considérés.

- Avant laminage (avant recuit).

- Après laminage (après recuit).

Nous avons réalisé des essais de traction sur la machine de zwick / roell.

Cet essai à été exécute au niveau du labo central (TTS).

Du complexe sidérurgique d’ HADJAR -ANNABA. (Figure III.20 et III.21).


80

Figure III.20 : Géométrie de l’éprouvette de traction.

Figure III.21: La machine d’essai de traction utilisé.


81

Géométrie retenue avec les dimensions suivantes.

Si

(mm2)

ei

(mm)

li

(mm)

Li

(mm)

Type

éprouvette

100 2.5 40 100 1

Ebau

ch

e 100 2.5 40 100 2

100 2.5 40 100 3

104 2.6 40 100 11

Tube

fini

104 2.6 40 100 2

104 2.6 40 100 3

Tableau III.7: Données géométrique avant l’essai de Traction.

Tableau III.8:Données géométrique âpres l’essai de Traction.

Types

d’éprouvette

Rm

(N/mm2)

Re

(N/mm2)

A

[%] Z [%]

Ebau

che

1 419.5 370.8 14,80 49

2 439.4 378.7 16,67 52

3 417.9 366.4 18,75 52

Tube

Fin

i

1 379.4 306.2 24,00 73

2 349.3 301.1 25,00 70

3 367.4 303 26,00 75

Tableau III.9: Résultat d’essai de traction sur tube fini et matière première ébauche.

Sf

(mm2)

ef

(mm)

lf

(mm)

Lfu

(mm)

Type

éprouvette

51 1.5 34 114.8 1

Ebau

che

48 1.5 32 116.6 2

48 1.5 32 118.7 3

31 1 31 124 1

Tube

fini

34 1 34 125 2

29 1 29 126 3


82

Figure III.22: Courbe de traction pour trois éprouvettes Ebauche.

Figure III.23: Courbe de traction pour trois éprouvettes Tube finis.

Notre acier E24-2 appartient à la famille des aciers de construction, dont les propriétés

mécaniques se caractérisent par leurs valeurs moyennes. Toute fois, on peut remarquer que les

courbes de traction présentent deux aspects:

- Le premier concernant le cas ébauche dont les valeurs de résistances sont plus importantes

(figures III.22).


83

- La deuxième remarque concerne le cas finis, dont les valeurs sont bien baissées et la

ductilité reprend ses valeurs (figures III.23).

Figure III.24:Comparatif des contraintes maximales de traction R m avant et après laminage

à chaud.

Figure III.25:Comparatif des contraintes limites élastique de traction

Re avant et après laminage à chaud.

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

1 2 3

Rm

[M

Pa]

Eprouvette

Tube fini

Ebauche

0

50

100

150

200

250

300

350

400

1 2 3

Re

[M

Pa]

Eprouvette

Tune fini

Ebauche


84

Figure III.26:Comparatif des Allongements A avant et après laminage à chaud.

Figure III.27: Comparatif des Striction Z avant et après laminage à chaud.

Comparaison des résultats obtenus pour des éprouvettes ébauche (avant recuit) et

Tube finis (après recuit)

Les résultats enregistrés dans le tableau (III.7 et III.8) des éprouvettes ébauchent

(avant recuit) et Tubes finis (après recuit), les remarques qu’on peut tirer sont:

0

5

10

15

20

25

30

1 2 3

A[ %

]

Numéro d'éprouvette

Tube Fini

Ebauche

0

10

20

30

40

50

60

70

80

1 2 3

Stri

ctio

n Z

[%

]

Eprouvettes

Tube Fini

Ebauche


85

Pour les éprouvettes ébauches

- une augmentation des valeurs des Résistances à la rupture (Rm), (figure III.24).

- une augmentation des valeurs des limites d’élasticités (Re), (figure III.25).

- une diminution des valeurs des allongements à la rupture (A), (figure III.26).

- une diminution des valeurs des strictions (Z), (figure III.27).

Dans le cas finis (après recuit)

- une diminution des valeurs des Résistances à la rupture (Rm), (figure III.24).

- une diminution des valeurs des limites d’élasticités (Re), (figure III.25).

- une augmentation des valeurs des allongements à la rupture (A), (figure III.26).

- une diminution des valeurs Strictions (Z), (figure III.27).

Les histogrammes ci-dessous confirment les comparatifs en valeurs des deux cas ébauche et

finis.

- Dans le cas des éprouvettes Ebauche, Les propriétés de résistances (Rm et Re)

enregistrées dans le tableau III.9 sont plus importantes en valeurs par rapport aux

éprouvettes des tubes finis.

- Les comparatifs des propriétés de résistances à la rupture (Rm-ébauche et Rm-tube

finis) révèles généralement une augmentation en valeur pour le cas ébauche et une

diminution pour le cas tube finis (figures III.24).

- Les comparatifs des propriétés des limites d’élasticités (Re-ébauche et Re- tube finis)

nous donne des valeurs importantes pour le cas ébauche et une diminution pour le cas

tube finis (figures III.25).

- Dans le cas des éprouvettes Ebauche, les propriétés de ductilité (A et Z) enregistrées

dans tableau III.9 sont moins importantes en valeurs par rapport aux éprouvettes des

tubes finis. Les comparatifs des propriétés de ductilités (A-ébauche et A-tube finis) et

(Z-ébauche et Z-tube finis) révèles cette remarque prédite (figures III.26 et III.27).


86

III.4.1.2. Effet de la température sur les propriétés mécaniques de l'acier

Quand on enlève la

température au

dessus de

20°C jusqu'à

La limite d'élasticité

diminue de (1)

Le module

d'élasticité

diminue de (1)

La longueur de

base augmente (1)

100 °C 7% 3,5% 0,10%

200 °C 16% 6% 0,21%

300 °C 26% 9% 0,36%

500 °C 38% 13% 0,51%

(1) Par rapport à sa valeur à 20°C

Tableau III.10. Evolution des performances mécaniques quand on élève la température de

l'acier [68].

Figure III.28 : Durcissent par écrouissage dans le cas ébauche.


87

Figure III.29: Durcissent par écrouissage dans le cas tube fini.

Figure III.30: Effet de la température sur les propriétés mécaniques (ébauche).

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

0 1 2 3

Lim

ite

éla

stiq

ue

[MP

A]

Eprouvette

Ebauche

Tp = 20 °C

Tp = 100 °C

Tp = 200 °C

Tp = 300 °C

Tp = 400 °C


88

Figure III.31: Effet de la température sur les propriétés mécaniques (tube fini).

Figure III.32: Effet de la température sur les densités de dislocation.

0

50

100

150

200

250

300

350

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5

Lim

ite

èla

stiq

ue

[MP

a]

Eprouvette

Tube fini

Tp=20°c

Tp=100°c

Tp=200°c

Tp=300°c

Tp=400°c


89

III.4.2. Résultat d’essais de dureté

Nous avons réalisé des essais de dureté à une température ambiante avec l’appareil de

dureté HV, étalonnée et certifiée, au laboratoire de (T.G.T) sur des éprouvettes en acier E24

(tubes ébauches (avant laminage et recuit) et tubes finis (après laminage et recuit)) nous avons

obtenu les résultats suivants tableau III.11et tableau III.12, pour petite force à l’ordre de 10

kgf = 98.1Mpa.

Figure III.33: Echantillon avant et après enrobage et polissage.

Figure III.34: D’uromètre Vickers.


90

Type

d’éprouvette

d1

(mm)

d2

(mm)

dm

(mm)

dm2

(mm2)

HV

(N/mm2)

Eb

au

che

1 0 ,3128 0 ,3345 0,3236 0,1047 177.0

2 0,3125 0,3329 0,3227 0 ,1041 178.0

3 0,3122 0 ,3343 0 ,3232 0,1045 177.4

4 0.3110 0.3350 0.3230 0.1043 177.7

5 0.3128 0.3345 0.3236 0.1047 177.0

Tableau III.11: Résultat d’essai de dureté sur matière première (ébauche).

Type

d’éprouvette

d1

(mm)

d2

(mm)

dm

(mm)

dm2

(mm2)

HV

(N/mm2)

Tu

be

Fin

i

1 0 ,3530 0 ,3548 0,3539 0,1252 148.0

2 0,3525 0,3530 0,3527 0 ,1244 149.0

3 0,3543 0 ,3550 0 ,3543 0,1255 147.7

4 0.3530 0.3548 0.3539 0.1252 148.0

5 0.3523 0.3546 0.3534 0.1249 148.4

Tableau III.12: Résultat d’essai de dureté sur tube fini.

(a)

(b)

Figure III.35: Profil d’empreinte de dureté Vickers pour l’échantillon ébauche (a) et

l’échantillon tube fini (b).


91

Les courbes ci-dessous représentent respectivement la dureté, pour éprouvettes avant

recuit (Ebauche) (figure III.36), et après recuit (Finis) (figure III.37) et comparatif entre les

deux éprouvettes avant recuit (Ebauche) et après recuit (Finis) (figure III.38).

Figure III.36: Courbe d’essai de dureté pour cinq éprouvettes ébauche.

Figure III.37: Courbe d’essai de dureté pour cinq éprouvettes tube fini.


92

Figure III.38:Comparatif des courbe de assai de dureté avant et après laminage à chaud.

Il faut noter réellement qu’on’ à réaliser un essai de dureté l’un classique sur d’uromètre

et la seconde micro dureté à micro pénétrateur Hv.

Figure III.39 : machine d’essai du Micro dureté avec résultat afficheur.

La force appliqué du essai de micro dureté Vickers est comprise entre

0.09807 ≤ F ≤1.961 (Kgf) symbole HV 0.01 à < HV 0.2.


93

Type d’éprouvette HV (N/mm2)

Ebau

che

1 1774

2 178.0

3 177.0

4 177.7

5 177.0

Tube

Fin

i

1 147.8

2 149.0

3 148.0

4 148.3

5 148.1

Tableau III.13: Résultats des essais, Micro dureté pour les éprouvettes ébauches et tube

Fini.

(a)

(b)

Figure III.40: Profil d’empreinte de micro dureté Vickers pour l’échantillon ébauche (a)

et l’échantillon tube fini (b).


94

Les courbes ci-dessous représentent respectivement la micro dureté, pour éprouvettes

avant recuit (Ebauche) (figure III.41), et après recuit (Finis) (figure III.42) et comparatif entre

les deux éprouvettes avant recuit (Ebauche) et après recuit (Finis) (figure III.43).

Figure III.41: Courbe d’essai de micro dureté pour cinq éprouvettes ébauche.

Figure III.42: Courbe d’essai de micro dureté pour cinq éprouvettes tube fini.


95

Figure III.43: Comparatif des courbe de assai de micro dureté avant et après laminage à

chaud.

Les résultats obtenus pour les éprouvettes plates longitudinaux dans le cas considérés

(avant et après recuit),

Laissent apparaître, avant laminage à chaud (ébauche) (tableaux III.11) (tableaux

III.13).

-Une augmentation des valeurs des duretés HV (figure.III.36), (figure.III.41).

Par contre après laminage à chaud (tube finis) (tableaux III.12) (tableaux III.13).

- Une diminution des valeurs des duretés HV (figure III.37), (figure III.42).

- Dans le cas des éprouvettes Ebauche, Les propriétés de HV sont plus importantes en

valeurs par rapport aux éprouvettes des tubes finis (figure.III.38), (figure.III.43).

III.4.3. Résultat d’essai de résilience sur tube fini et matière première (ébauche)

Les éprouvettes utilisée sont des bandes plates à joint Transversal découpée au niveau

du laboratoire contrôle qualité à (Anabib) El ma labiod-Tebessa . Deux types d’éprouvettes

sont considérés.

Avant laminage (avant laminage et recuit)

Après laminage (après laminage et recuit)

Les essais sont exécuté du Cet essai à été exécute au niveau du laboratoire central (T.T.S)

Du complexe sidérurgique d’ HADJAR -ANNABA.


96

Figure III.44: La machine et les échantillons (Avant et après) l’essai de résilience.

La ténacité de l’acier et de la soudure est vérifiée par les résultats de la lecture de l’énergie

déployée pour rompre les éprouvettes de résilience et du taux de ductilité du faciès de rupture. La

température d’essai est exigée par le client.

numéro Désignation Valeur Unité

Unitéeeerrrrrruuuuuuuuuuuuuu

1 Longueur 55 Mm

2 Largeur 10 Mm

3 Epaisseur 2.5 Mm

4 profondeur d’entaille 2 Mm

5 Angle d’entaille ≈45 ˚

6 Type d’éprouvette Charpy V -

7 section 0.2 Cm2

Tableau III.14: Désignation et dimensions de l’éprouvette résilience.


97

Type d’éprouvette Kv (kg) KCV (joule/cm2) KCV moyenne

Ebauche

1 5.4 264.87 271

2 5.4 269.77

3 5.8 284.49

4 5.4 264.87

Tube

fini

1 5.0 245.25

237.892

2 4.8 235.44

3 4.6 225.63

4 5.0 245.25

Tableau III.15: Résultats des essais, résilience pour les éprouvettes ébauches et tube Fini.

Figure III.45: Courbe d’essai résilience avant laminage.


98

Figure III.46: Courbe d’essai résilience après laminage.

Figure III.47:Comparatif des courbe de assai de résilience avant et après laminage à chaud.

La procédure de l’essai de résilience dit « Essai de flexion par choc sur éprouvette

Charpy » est décrite par la norme NF EN 10045-1. Il s’agit d’un essai de rupture par flexion

d’une éprouvette bi-appuyée, l’application de l’effort se faisant à mi-distance des appuis au

droit de l’entaille, il permet de mesurer l’énergie (désignée par le symbole KCV et exprimée

en Joule/Cm2) (le tableau III.15) absorbée par la rupture sur mouton-pendule de l’éprouvette


99

entaillée (cette énergie n’est désormais plus rapportée à l’unité de surface de la section utile

de l’éprouvette).

Les résultats sont enregistrés dans le tableau III.15 et les courbes des figures III.45 et

figures III.46 et figures III.47 représentent Comparatif de la Résilience (KCV) des éprouvettes

(avant et après recuit),

Les résultats obtenus pour les éprouvettes dans les deux cas considérés (avant et après

recuit),

Laissent apparaître, avant laminage à chaud (ébauche) (tableaux III.15).

-Une augmentation des valeurs des Résilience (KCV) (figure III.45).

Par contre après laminage à chaud (tube finis) (tableaux III.15).

- Une diminution des valeurs des Résilience (KCV) (figure III.46).

Une augmentation de la résilience (KCV) au le cas ébauche (avant recuit) par rapport au le

cas tube finis (après recuit) (figure III.47).

III.5.Analyse des résultats

L’évolution des efforts de chargement en étirage à chaud, en termes de structure,

l’accroissement de la vitesse de déformation se traduit, à taux de déformation donné, par un

écrouissage global plus important et par un affinement plus prononcé des grains recristallisés

(voir figure III.2, III.3 et III.4).Nous venons de passer en revue l’effet des paramètres

thermomécaniques.

Pouvons avancer dans ce qui suit une analyse comparative de nos résultats:

Pour tous les échantillons (Ebauches et Finis); on remarque que les caractéristiques

mécaniques de résistance des ébauches (résistance à la rupture Rm , limite élastique Re et la

dureté et micro dureté HV) sont importantes et plus grandes (figures III.24, III.25,et III.36

,III.41 ) avec une diminution des propriétés de ductilité (A,Z et KCV) (figures III.26,III.27 et

III.45) par rapport au cas finis (figures III.24, III.25 et III.37, III.42) avec une augmente des

propriétés de ductilité ( figures III.26,III.27 et III.46).

Pour les profils de dureté Vickers (diamant) ; on peur caractériser que les pénétrations

sur moins importantes pour le cas ébauche (voir figure III.35.a) ce ci est explique pour la

résistance plus importante dans le cas ébauche c. a .d avant traitement thermique.


100

Et plus importante pour le cas fini (voir figure III.35.b) ces résultats sont logiquement

car après le traitement thermique par recuit, la ductilité est restaurée.

Ceci peut s'expliquer par le processus de déformation au sens perpendiculaire de

laminage, qui entraîne le durcissement du métal.

-Avant que le tube prenne sa forme finale après soudage, l’acier subit des opérations de

formage progressif par le passage des feuillards entre les galets de formage, ces feuillards

sont courbés à froid, celles-ci engendrent des déformations plastiques dues au dépassement de

la limite d’élasticité de cet acier. Ces déformations ont pour conséquence un écrouissage du

métal ou durcissement par déformation.

De plus le chauffage des lèvres à coller du tube par induction et l’opération de formage

des bords qui s’ensuit, entrainent des concentrations des contraintes; le long des joints soudés

ce qui augmente la fragilité et cela se traduit par une détérioration des caractéristiques de

l’acier, ceci est concrétisé par une augmentation les propriétés de résistance (Re, Rm et HV) et

une diminution les propriétés de ductilité (A et KCV).

Les efforts et les contraintes d’étirages sont impérativement grands avec les taux de

réductions totales (voir figures III.2, III.3 et III.4). La variation des déformations élastiques

de tout matériau cristallin se produit par distorsion réversible de son réseau. Ce phénomène

a une amplitude limitée et, lorsque la déformation imposée excède une déformation critique –

la limite d’élasticité –, les mécanismes mis en jeu à l’échelle microscopique pour

accommoder la déformation macroscopique appliquée sont différents (fig. III.5, III.6). La

déformation se produit alors par ruptures et reconstructions des liaisons métalliques qui

assurent la continuité du réseau cristallin, phénomènes nécessitant en théorie une énergie

considérable. Fort heureusement, les réseaux cristallins sont « imparfaits », c’est-à-dire

qu’ils contiennent des défauts d’agencement des atomes, les dislocations. La présence de ces

défauts – dits linéaires – et leur déplacement suivant des plans privilégiés vont permettre de

réaliser les ruptures et reconstructions des liaisons, non pas simultanément mais de façon

discrète, réduisant ainsi de façon considérable l’énergie à mettre en œuvre. Dans un matériau

métallique non soumis à une quelconque déformation (à l’équilibre), la densité de ces défauts

est déjà importante (ρ = 1010

à 1011

dislocations/m2 à température ambiante). Donc L’effet de

l’écrouissage est d’accroître les propriétés de résistances (Durcissement). Ceci est indiqué par

la formule ci-dessous (III.24) et enregistré dans le cas ébauche par la figure (III.28) [68], et


101

dans le second cas c.à.d. le tube fini par la figure (III.29). La limite d’élasticité, la résistance à

la rupture et la dureté La formule de durcissement par écrouissage est la suivante:

𝜎𝜌 = 0.38𝜇𝑏√𝜌𝑑 ≈ 7.34. 10−6√𝜌𝑑 (III.24)

𝜌d a densité de dislocation ; μ, coefficient de Lamé ; d, vecteur de Burgers.

Néanmoins, leur nombre va rapidement croître avec la déformation plastique conduisant

au durcissement de l’acier ; c’est le phénomène d’écrouissage (voir figure.III.28 et III.29). On

imagine bien que ce mécanisme a des limites, ne serait-ce que pour assurer la solidarité du

réseau cristallographique.

À la technique des traitements thermiques par recuit ce mécanismes conduit à

l’élimination (dislocations) et donc à l’adoucissement du matériau ; ces mécanismes ont

pour noms restauration et recristallisation. Cette restauration produit généralement un

effacement partiel ou total de l’écrouissage accumulé par la déformation). Donc après

l’opération de recuit et afin de conférer la meilleure ductilité possible, l’acier récupère ses

propriétés adéquates presque de références. Par contre la croissance de l’allongement et la

résilience permettent le retour du phénomène de ductilité.

En résumant, le terme de restauration. Désigne les phénomènes de réarrangements

thermiquement activés au niveau de la microstructure (dislocation notamment), qui s’opèrent

en présent de traitement thermique de recuit.

𝐿𝑜𝑔𝜌𝐷 = 9.2840 +6880.73

𝑇+

1780360

𝑇2 (III.25)

Les traitements de relaxation à pour but de libérer les tensions internes (contraintes

résiduelles) bloquées dans le tube soudé et restaurer les caractéristiques mécaniques

appropriées: (le terme de restauration désigne les phénomènes de réarrangements

thermiquement activés au niveau de la microstructure -dislocations- qui s’opèrent en présence

de traitements thermiques de recuit. La formule (III.25) [68] et les figures (III. 30 et III.31)

expliquent exactement ce phénomène recuit de restauration.


102

III.6.Conclusion du chapitre

La phase de mise en forme – le laminage et étirage– est l’obtention de caractéristiques

géométriques données. Dans cette partie, un premier stade de calcule nous a permet de

calculer les taux des déformations, des réductions et les forces (normales, tangentielles et

d’étirage) pour chaque cage et totale. Un second stade consacré à des essais expérimentaux

(traction, dureté et résilience). Cette partie est clôturée par l’analyse des résultats obtenus.

Conclusion Général

105

CONCLUSION GÉNÉRALE

Le laminage proprement dit n’est qu’une succession de déformations (les passes) qui

vont engendrer un écrouissage du métal et de temps d’attente pendant lesquels la structure de

l’acier pourra évoluer. Nous allons, dans un premier temps, décrire le phénomène

d’écrouissage ainsi que les différents mécanismes mis en jeu pour « combattre » cet état hors

équilibre qu’il constitue.

Métallurgiquement, le réchauffage des aciers au carbone nous donne trois objectifs

principaux. Le premier, d’ordre mécanique, est simplement de porter le tube en acier à une

température suffisante pour diminuer les efforts de formage, accroître la ductilité de l’acier de

façon à pouvoir lui appliquer des déformations importantes. Le second objectif, qui est plutôt

une conséquence favorable du premier pour effacer partiellement la structure très grossière

issue de la solidification de tube ébauche et de réduire les gradients de composition dus au

phénomène de ségrégation.

Pour certains matériaux, la restauration n’est pas suffisamment efficace en termes

d’élimination de l’écrouissage. L’adoucissement produit alors par la germination et la

croissance de nouveaux grains qui entraînent une élimination beaucoup plus rapide des

dislocations. Les grains écrouis, fortement « allongés », sont peu à peu remplacés par des

nouveaux grains équiaxes. Qu’il s’agisse de recristallisation ou de transformation

allotropique, les sites préférentiels de germination des nouveaux grains métallurgiques sont

les joints de grains.

Une bonne connaissance du processus permet de calculer avec plus de précision pour la

maîtriser du formage à chaud (laminage). Nous concluons que cette étude est bénéfique en

matière de calcul et en expérience et riche en informations de thermoformage.

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