Modèle de comportement d’activation ATIG

Nous pouvons dorénavant proposer un modèle plus complet des mécanismes d’activation ATIG.

Revenons sur l’ensemble des facteurs qui affectent les soudures ATIG, le comportement de l’arc et du bain. Ils sont nombreux, comme par exemple la nature du métal soudé, les paramètres opératoires et les flux utilisés, entre autres, et ils vont plus ou moins favoriser l’action activante du dépôt (cf. Figure V.47).

Tache anodique et colonne d’arc Tension d’arc et énergie incidente Volume et morphologie du bain Courants de convection

Défauts

Température de fusion Energie de dissociation Valeur de tension surfacique

Flux activant Energie incidente Gaz d’assistance Electrode Métal d’apport Procédé Température de fusion Viscosité Diffusion thermique Eléments tensioactifs Matériau Soudage ATIG

Figure V.47 : Facteurs influençant le soudage ATIG

Cette activation, nous venons de le démontrer, est fortement influencée par l’équilibre des forces qui régissent la formation du bain de fusion et notamment les actions des courants thermo-capillaires issus des variations de tension de surface.

V.4.1. Le bain de fusion

La mise en évidence de l’importance de ces courants en soudage ATIG permet de proposer un schéma des directions d’écoulement prépondérantes dans les bains de fusion TIG et ATIG (cf. Figure V.48).

L’arc TIG impose en surface du bain un gradient thermique décroissant du centre vers les bords. Ce champ de température est bien modélisé par une répartition gaussienne centrée, au droit de l’arc électrique, au milieu du bain.

Dans le bain TIG, les valeurs de tension de surface seront les plus intenses en périphérie du bain et les plus faibles au centre. Les courants surfaciques initiés par ces différences d’intensité seront donc centrifuges. Leurs célérités seront modérées étant donnés les faibles écarts de tension de surface du métal liquide.

Bain ATIG Bain TIG

Figure V.48 : Schéma d’écoulement des courants de convection dans les bains TIG et ATIG

En ce qui concerne le soudage ATIG, l’absence de flux à l’arrière du bain modifie la symétrie des variations des tensions surfaciques dans la direction de soudage. Cette dissymétrie va se répercuter sur les directions d’écoulement des courants de convection et sur la morphologie du bain comme on l’a schématisé en Figure V.48.

La présence de flux sur le front de liquéfaction du bain conduit à des valeurs de tension très inférieures à celles du métal liquide au centre du bain. Pour estimer les valeurs de gradient de surface, il faut donc mesurer les différences de tension entre le flux liquide à la température de fusion du métal (en périphérie du bain) et la valeur de tension du métal liquide au centre du bain, pris à température de vaporisation.

Inox Titane

Différence de valeur de tension de surface centre et bord du bain métallique

-0,54 N/m -0,34 N/m Gradient thermique : 1500°K sur 5mm = 3.105 K/m

TIG

Gradient thermique de tension de surface -0,.072 Nm -2K^-1

-0,045 Nm -2K^-1 Différence de valeur de tension de surface

Centre du bain métallique, flux liquide au bord

0,7 N/m 1 N/m

Gradient thermique : 1500°K sur 2,5mm = 6.10⁵ K/m

ATIG

Gradient thermique de tension de surface 0,186 Nm^-2K

-1 0,267 Nm^-2K -1

Tableau V.3 : Valeurs comparative de champ de tension de surface en procédé TIG et ATIG

Le Tableau V.3 présente une estimation des variation de gradient thermique de tension de surface qui permettent d’évaluer les différences de célérité des courants de convection TIG et ATIG.

Les intensités ATIG résultantes seront au moins doublées par rapport au courants TIG ; de plus, leurs sens d’écoulement sont inversés, favorisant ainsi la pénétration.

Nous pouvons maintenant proposer un schéma global interprétant l’activation ATIG qui va être décrit dans le chapitre suivant.

V.4.2. Mécanique d’activation

Cette activation est régie par deux mécanismes principaux. Au passage de l’arc électrique, le flux se liquéfie en périphérie du bain et se dissocie au sein de la colonne ionisée. L’action activante du flux va :

• d’une part, modifier l’équilibre électronique et créer une barrière résistive en périphérie du plasma d’arc ce qui va réduire la taille de la colonne ionisée et de la tache anodique. En conséquence de quoi, l’énergie spécifique va être plus importante. Le gradient thermique résultant est intensifié par la réduction de la largeur fondue et l’augmentation des températures au sein du bain. La pression d’arc appliquée sur le volume liquide est alors fortement augmentée, déformant la surface fondue ce qui confine l’arc au sein du bain et réduit les pertes par radiation. Le transfert thermique final de l’arc vers la pièce à souder est ainsi amélioré ;

• d’autre part, modifier les répartitions spatiales des tensions surfaciques. La baisse des valeurs de tension de surface en avant et en périphérie du bain métallique va initier des courants de convection favorables à la pénétration. Ces courants vont faire migrer en surface des éléments qui vont inverser le gradient thermique de tension surfacique. Les courants de Marangoni centripètes résultants entraînent les calories et le métal chaud au fond du bain.

La Figure V.49 présente schématiquement ces deux mécanismes ainsi que les interactions croisées entre les deux moteurs d’activation.

Ces deux mécanismes interagissent entre eux en favorisant leurs effets respectifs. En effet, la constriction d’arc conduit à une augmentation du gradient thermique qui est l’un des moteurs principaux de l’initiation des courants de convection. Ces courants vont alors concentrer le métal chaud au centre du bain ce qui va favoriser la diminution de la tache anodique. Le gradient thermique en est alors encore amélioré (cf. Figure V.50).

En parallèle, la constriction de l’arc conduit à une augmentation de la déformation de la surface du bain due à une pression d’arc plus importante. Or, cette déformation est favorisée par la diminution des valeurs de tension de surface. L’arc est alors plus confiné, améliorant ainsi le transfert d’énergie arc-bain.