Transformations au refroidissement

La transformation de l’austénite en bainite lors du refroidissement emploie le même modèle proposé

par (Leblond and Devaux, 1984) et présenté précédemment (3.26). Les fonctions 𝜏(𝑇) et 𝐹(𝑇̇) sont

définies respectivement par les équations (3.30) et (3.31).

( )

1 exp( (

_a

))

c

T e

d T T

  

   ^(3.30)

( ) ln

F T  f T g _(3.31)

Les paramètres de ces fonctions ont été identifiés à partir des essais réalisés pour l’élaboration des

diagrammes TRC. Deux jeux de coefficients sont identifiés pour les deux conditions d’austénitisation

représentatives des deux zones de la ZAT. Les résultats des identifications des paramètres du modèle

sont présentés dans le Tableau 3.5. Seuls trois paramètres évoluent de manière significative avec les

conditions d’austénitisation.

Conditions d’austénitisation c [s] d [K

-1

] e [s] f [s] g [-] Ta [°C]

900 °C – 300 s

CONFIDENTIEL

1340 °C – 1 s

Tableau 3.5 : Valeurs identifiées des paramètres du modèle de transformation bainitique

Figure 3.21 : Prédiction de l'évolution de la proportion d'austénite formée en fonction de la

Les prédictions du modèle pour les deux conditions d’austénitisation sont tracées Figure 3.22 et Figure

3.23. Concernant les essais ayant subi une austénitisation de 900 °C pendant 300 s, les résultats

obtenus par le modèle sont satisfaisants pour l’ensemble des vitesses de refroidissement. Pour les

essais représentatifs de la ZAT à gros grains, le modèle permet de reproduire correctement les résultats

obtenus pour des essais à très faibles vitesses de refroidissement. Pour la vitesse de refroidissement

de 2 °C.s

-1

la prédiction est moins efficace. La réalisation d’essais à des vitesses de refroidissement plus

élevées aurait pu permettre d’améliorer l’identification des paramètres afin de mieux caractériser

cette transformation. Cependant la plage des vitesses de refroidissement pour de tels essais est

réduite puisqu’on obtient une microstructure quasi-martensitique à partir de 4 °C.s

-1

.

Pour modéliser la transformation de l’austénite en martensite intervenant lors des refroidissements

plus rapides, la cinétique de Koïstinen et Marbürger est utilisée (Koïstinen and Marbürger, 1959).

L’identification du modèle donné par l’équation (3.32), est effectuée à l’aide de deux essais

dilatométriques où la transformation est quasi-martensitique (avec Ta = 1340 °C, ta = 1 s, Vref = 8 et

12 °C.s

-1

).

0

( ) exp( ( ))

z T z_ k Ms T (3.32)

Avec 𝑧 la fraction volumique d’austénite disponible à T=M

s

et k un paramètre matériau.

Les résultats des paramètres identifiés sont présentés dans le Tableau 3.6. La réponse du modèle est

tracée avec les données expérimentales en Figure 3.24, et montre une bonne prédiction de l’évolution

de la fraction volumique de martensite. Un troisième essai a été ajouté au graphique (Ta=900 °C,

ta=300 s avec Vref=55 °C.s

-1

) afin de vérifier la pertinence des valeurs de Ms et de k pour des conditions

d’austénitisation différentes de celles utilisées pour l’identification. L’accord calcul-expérience est un

peu moins bon mais reste acceptable.

Figure 3.22 : Prédiction de la transformation de

l'austénite en bainite, en fonction de la

température et de la vitesse de refroidissement

(austénitisation à Ta=900 °C et ta=300 s)

-Comparaison avec les expériences

Figure 3.23 : Prédiction de la transformation de

l'austénite en bainite, en fonction de la

température et de la vitesse de refroidissement

(austénitisation à Ta=1340 °C, ta=1 s)

Le modèle pourrait être éventuellement amélioré en rendant Ms dépendant de la taille de grains

austénitiques mais sa réponse reste excellente pour les tailles de grains élevées donc pour la ZAT à

gros grains, zone plus susceptible d’être le siège de la transformation martensitique au

refroidissement.

k [K

-1

] Ms [°C]

CONFIDENTIEL

Tableau 3.6 : Valeurs des paramètres du modèle de transformation martensitique

Figure 3.24 : Modélisation de la transformation martensitique - Comparaison avec

les expériences (austénitisation à Ta=1340 °C - ta=1 s, grains grossiers pour les

vitesses de refroidissement de 8 et 12 °C.s

-1

3.10 Prévision de la dureté

Comme expliqué dans le § 3.5, la prévision de la dureté lors de la simulation thermique du soudage est

intéressante pour confronter les résultats numériques aux mesures expérimentales. Il s’agit dans notre

cas d’intégrer un modèle de dureté au sein d’une simulation thermométallurgique du soudage, puis

de confronter les résultats avec une cartographie de dureté d’un coupon soudé. La composition

chimique de l’acier 80HLES étant relativement proche de celle des aciers employés lors de

l’établissement du modèle de Blondeau et Maynier (Blondeau and Maynier, 1973), l’utilisation de ce

modèle semble justifiée. Cependant la teneur en nickel de l’acier 80HLES étant nettement supérieure

à celle des aciers retenus par Blondeau et Maynier, une identification du modèle à partir des données

disponibles semblait préférable. Chaque essai de dilatométrie réalisé pour l’établissement des deux

diagrammes TRC a fait l’objet d’une mesure de dureté Hv10. Une base de données expérimentales

suffisamment conséquente est alors disponible pour identifier les paramètres du modèle.

D’une manière générale, le calcul de la dureté d’une phase peut s’écrire sous la forme donnée par

l’équation (3.33) (Brisson et al., 1975). La dureté globale étant obtenue à l’aide d’une loi des mélanges

linéaire, donnée par l’équation (3.34).

700 Z

Hv 

_Z



_Z

log(V

_ref

) (3.33)

b b m m

Hv z Hv z Hv  _(3.34)

Avec V

_ref⁷⁰⁰

la norme de la vitesse de refroidissement à 700 °C et ∝ et 𝛽 des paramètres matériau.

L’identification des paramètres du modèle est effectué en déterminant les coefficients ∝ et 𝛽 à partir

des essais faisant apparaître uniquement de la bainite et les coefficients ∝ et 𝛽 à partir des essais

ayant une microstructure totalement ou quasi-totalement martensitique. Les paramètres obtenus

sont présentés dans le Tableau 3.7.

∝ [Hv.s.K

-1

] 𝛽 [Hv10] ∝ [Hv.s.K

-1

] 𝛽 [Hv10]

194,2 19,8 328,0 12,3

Tableau 3.7 : Paramètres identifiés du modèle de prédiction de la dureté

La comparaison entre les duretés calculée et mesurée est présentée pour le modèle Blondeau-Maynier

en Figure 3.25 et pour le modèle identifié pour l’acier 80HLES en Figure 3.26. Les résultats obtenus par

les deux modèles sont cohérents avec les valeurs de dureté mesurées. On remarque que

l’identification du modèle réalisée précédemment n’a pas permis d’améliorer de façon significative la

prédiction de la dureté par rapport au modèle de Blondeau-Maynier avec néanmoins un léger mieux

en ce qui concerne les échantillons de structure très majoritairement bainitique. On note que le

modèle a tendance à sous-estimer la valeur de la dureté dans le cas où la microstructure obtenue est

quasi-martensitique. L’ajout d’essais ayant une microstructure multiphasée et donc des valeurs de

dureté intermédiaires pourrait permettre de mieux évaluer la qualité du modèle utilisé. L’emploi de

cette classe de modèles reste cependant globalement pertinent. Le modèle identifié sera donc par la

suite implémenté dans les simulations thermique et mécanique du soudage (voir chapitre 6).

Figure 3.25 : Corrélation entre les duretés mesurées et calculées avec le

modèle de Blondeau-Maynier - f

M

correspond à la fraction volumique

de martensite

Figure 3.26 : Corrélation entre les duretés mesurées et calculées avec le

modèle identifié

Dans le document Étude expérimentale et numérique du soudage multipasse : application à un acier de construction navale (Page 94-99)