© Jean Nicolas Rousseau, 2018
Effets de la concentration en magnésium dans les
alliages d'Al-Mg sur la fabrication additive par soudage
ultrasons
Mémoire
Jean Nicolas Rousseau
Maîtrise en génie des matériaux et de la métallurgie - avec mémoire
Maître ès sciences (M. Sc.)
EFFETS DE LA CONCENTRATION EN
MAGNÉSIUM DANS LES ALLIAGES
D’AL-MG SUR LA FABRICATION ADDITIVE
PAR SOUDAGE ULTRASONS
Mémoire
Jean Nicolas Rousseau
Sous la direction de :
Carl Blais, directeur de recherche
Nicolas Giguère, codirecteur de recherche
iii
Résumé
La fabrication additive par soudage ultrasons joint de minces feuillards entre eux par le biais de soudures ultrasoniques continues. Puisque ce procédé donne naissance à des composantes qui possèdent des propriétés mécaniques étroitement liées au métal d’apport, le choix des feuillards utilisés est déterminant. Les trois alliages étudiés dans ce projet sont le 5005, 5052 et 5056. Ils possèdent des concentrations respectives en magnésium de 0,8, 2,4 et 4,9 % massique qui augmente rapidement leurs propriétés mécaniques. L’impact de la concentration de cet élément d’alliage a été caractérisé sous plusieurs aspects : la déformation des feuillards, de l’énergie de soudage, des joints produits, des propriétés mécaniques dans les différentes directions de construction et de la microstructure aux interfaces.
La résistance mécanique des joints produits est corrélée à l’énergie de soudage, où les effets principaux sont dominés par la température de préchauffe, la vitesse d’avance et l’amplitude d’oscillation. La hausse énergétique est favorisée via la réduction de la vitesse de soudage et de l’augmentation de l’amplitude, menant à des joints plus solides, mais diminuant les propriétés mécaniques dans les autres directions de construction. Les diverses composantes produites ont révélé des propriétés anisotropes, conséquence du procédé et de l’utilisation de feuillards écrouis. Comparativement au matériel de base, des résistances en traction aussi élevées que 105 % selon la direction longitudinale (X), 100 % dans la direction transversale longue (Y) et 45 % dans la direction de déposition (Z) ont été obtenues. Les allongements maximaux observés sont aussi élevés que 25 % en X et 7 % en Y pour certaines conditions évaluées.
En revanche, l’alliage 5056 ne permet pas la production de soudures adéquates. Des traces résiduelles d’oxydes en surface sur de larges zones non déformées sont visibles ainsi qu’une augmentation de dureté significative aux interfaces comparativement aux autres alliages.
iv
Abstract
Ultrasonic additive manufacturing enables the production of components by generation of bonds between thin foils by continuous ultrasonic welds. Since produced parts have mechanical properties closely linked to the base material, the selection of foil is decisive and needs to be taken into consideration. The three alloys studied are 5005, 5052 and 5056. They are composed of 0.8, 2.4 and 4.9 % weight of magnesium, respectively. The presence of Mg increases notably their mechanical properties. The influence of Mg content on UAM was investigated with respect to the physical changes of foils induced by deformation, welding energy, produced joints, mechanical properties in the different building directions and microstructure at the interface.
Joint resistance was found to be correlated to welding energy input, where dominant effects are temperature, welding speed and the amplitude of vibration. Energy can be raised by a decrease of the welding speed as well as the enhancement of the amplitude of vibration, leading to better joints properties but affecting the mechanical responses in other build directions. A large number of components were successfully built and showed anisotropic properties due to the process itself and the use of strain-hardened foils. When comparing tensile results with base material, properties in the longitudinal direction (X) are up to 105 % of the foil used, 100 % for the transverse direction (Y) and 45 % for the deposited direction (Z). Depending on the condition tested, tensile deformation up to 25 % in the X-direction and 7 % for the Y-direction was observed.
On the other hand, the 5056 alloy could not be adequately welded and showed multiple areas where residual surface oxide was present, paired with a drastic increase of hardness at the interface comparatively to other alloys.
v
Table des matières
Résumé ... iii
Abstract ... iv
Liste des figures ... viii
Liste des tableaux ... xi
Remerciements ... xii Introduction ... 1 1. Revue de littérature ... 4 1.1. Procédé ... 4 1.1.1. Applications ... 11 1.1.2. Défauts ... 12 1.1.2.1. Porosité à l’interface ... 13
1.1.2.2. Dommages aux interfaces ... 15
1.1.2.3. Défauts entre deux feuillards voisins... 15
1.2. Méthodes de caractérisation des joints ... 16
1.2.1. Densité linéaire ... 16
1.2.2. Essai de pelage ... 17
1.2.3. Essai de délamination ... 18
1.2.4. Essai de tractions miniatures ... 19
1.3. Influence des principaux paramètres de fabrication sur les propriétés finales des pièces ... 20
1.3.1. Amplitude d’oscillation ... 20 1.3.2. Force normale ... 21 1.3.3. Vitesse d’avance ... 22 1.3.4. Température de la pièce ... 22 1.3.5. Fini de surface ... 23 1.3.5.1. Feuillards ... 23 1.3.5.2. Sonotrode ... 23
1.4. Propriétés mécaniques attendues ... 24
1.4.1. Générales ... 24
1.4.2. Dureté ... 25
1.5. Transformations microstructurales aux interfaces ... 26
vi
1.5.2. Taille des grains ... 27
1.5.2.1. Suite au soudage ... 28
1.5.2.2. Après traitement thermique ... 29
1.6. Oxydes en surface ... 30 2. Objectif et hypothèses ... 33 3. Méthodologie ... 34 3.1. Matériaux ... 34 3.1.1. Feuillards ... 34 3.1.1.1. Utilisations typiques ... 36 3.2. Méthodes ... 37
3.2.1. Fabrication des échantillons ... 37
3.2.1.1. Opérations de soudage ... 38
3.2.1.2. Surfaçage ... 41
3.2.1.3. Paramètres de soudage... 42
3.2.1.4. Acquisition de données ... 43
3.2.2. Essais mécaniques et observations microscopiques ... 43
3.2.2.1. Échantillons d’essai de traction dans les directions longitudinales et transversales longues ... 43
3.2.2.2. Échantillons d’essai de traction dans la direction transversale courte .. 44
3.2.2.3. Échantillons d’essai de flexion trois-points ... 45
3.2.2.4. Rugosité ... 46
3.2.2.5. Essais de dureté Vickers ... 46
3.2.2.6. Microscopie ... 47
3.2.3. Nomenclature ... 47
4. Résultats... 49
4.1. Feuillards ... 50
4.1.1. État initial ... 50
4.1.2. Changements physiques suite aux étapes de fabrication additive ... 51
4.1.2.1. Rugosité ... 52
4.1.2.2. Dureté ... 54
4.1.2.3. Corrélation entre les propriétés mécaniques et la dureté ... 56
4.2. Effets des paramètres sur l’énergie de soudage ... 58
4.3. Effets des paramètres de fabrication sur les propriétés mécaniques ... 62
vii
4.3.1.1. Échantillons d’essais de traction miniatures ... 63
4.3.1.2. Échantillons d’essais de flexion trois-points ... 66
4.3.1.3. Comparaison des méthodes ... 70
4.3.2. Résistances longitudinales selon différents paramètres ... 72
4.3.3. Essais de résistance mécanique selon les directions X, Y & Z ... 74
4.4. Effets de la taille des structures déposées ... 76
4.4.1. Énergie enregistrée en fonction des couches déposées ... 76
4.4.2. Variation énergétique en fonction de la hauteur ... 78
4.4.3. Fréquence naturelle ... 79
4.5. Compensation énergétique ... 81
4.5.1. Méthodologie pour la compensation énergétique ... 81
4.5.2. Résultats de la compensation énergétique ... 82
4.6. Fabrication d’un bloc à propriétés mécaniques élevées ... 86
5. Discussion ... 90 Conclusion ... 97 Travaux futurs ... 99 Bibliographie... 100 Annexe A ... 107 Annexe B ... 112 Annexe C ... 117 Annexe D ... 121 Annexe E ... 125 Annexe F ... 130 Annexe G ... 131
viii
Liste des figures
Figure 1 : Familles d’aluminium corroyé, modifié depuis [4] ... 2
Figure 2 : Schéma de la tête de soudage, modifié depuis [26] ... 5
Figure 3 : Schéma des étapes pour la juxtaposition de couches par FASU ... 6
Figure 4 : Schéma d’agencement des couches selon le plan YZ [17] ... 6
Figure 5 : Schéma des étapes additives et soustractives [28] ... 7
Figure 6 : Tomographie Rayons-X affichant un système complexe de sillons réalisés par FASU [26] ... 11
Figure 7 : Canaux traversant une pièce réalisée par FASU [26] ... 11
Figure 8 : Fibres de SiC dans une matrice d’aluminium réalisé par FASU [26] ... 12
Figure 9 : Polymère à propriétés piézoélectriques dans une matrice d’aluminium réalisé par FASU [26]... 12
Figure 10 : Défaut par FASU [2] ... 13
Figure 11 : Pores aux interfaces a) avant traitement thermique b) après traitement thermique [6] ... 13
Figure 12 : Différents défauts aux interfaces [10] ... 14
Figure 13 : Défaut entre deux feuillards par FASU [2] ... 15
Figure 14 : Schéma du montage pour l’essai ASTM D3167-03 ... 17
Figure 15 : Schéma pour l’essai de délamination de Zang et al. [44] ... 18
Figure 16 : Dessin technique des éprouvettes de traction de utilisées par Sridharan et al. [18] ... 19
Figure 17 : Dureté des feuillards en fonction du diamètre des grains [12] ... 26
Figure 18 : Cartographie OIM tel que soudé d’un alliage d’aluminium 3003 soudé par FASU [6] ... 28
Figure 19 : Cartographie OIM d’un alliage d’aluminium 3003 soudé par FASU après traitement thermique à 343°C pendant 2h [6] ... 29
Figure 20 : Analyse EDS d’un joint d’aluminium 6061-H18 [18] ... 32
Figure 21 : Appareil de fabrication additive Fabrisonic SonicLayer 4000 ... 38
Figure 22 : Différents types d’échantillons bruts a) production de bandes simples et b) production d’un bloc ... 38
Figure 23 : Patron de décalage des couches pour la fabrication d’un bloc selon la direction transversale longue (Y) ... 40
Figure 24 : Assemblage utilisé pour la préchauffe du substrat aux températures désirées pour la FASU ... 40
ix
Figure 26 : Méthode de prélèvement des éprouvettes de traction a) longitudinales depuis une bande simple et b) longitudinales et transversales
longues depuis un bloc ... 44 Figure 27 : Vue de face pour le prélèvement d’éprouvettes d’essai de traction
miniature ... 45 Figure 28 : Éprouvettes d’essais de flexions trois-points utilisées dans cette étude
a) Dessin technique (mm) b) Méthode de prélèvement des éprouvettes depuis une bande simple c) Zones de construction et d) Disposition
lors de l’essai mécanique ... 46 Figure 29 : Méthode utilisée pour produire les profils de micro duretés Vickers ... 47 Figure 30 : Observations métallographiques des feuillards d’Al-Mg initiaux sans attaque,
plan L-TC. a) alliage 5005-H38 b) alliage 5052-H38 c) alliage 5056-H38 ... 50 Figure 31 : Analyse EDS de la surface d’un feuillard d’alliage 5056-H38 (plan TL-L)
tel que reçu et tel qu’utilisé pour les opérations de FASU... 51 Figure 32 : Rugosité arithmétique du feuillard après le passage de la sonotrode pour
différents alliages à différentes températures (5 kN, 85 mm/s et amplitude de 75 %) ... 52 Figure 33 : Influence des paramètres sur la rugosité arithmétique du feuillard après le
passage de la sonotrode sur l’alliage 5052-H38 à température ambiante ... 53 Figure 34 : Rugosité arithmétique de la surface du feuillard après le passage de la
sonotrode en fonction de sa dureté initiale (5 kN, 85 mm/s et amplitude de 75 %) ... 54 Figure 35 : Rugosité arithmétique du feuillard après le passage de la sonotrode en
fonction de sa résistance à la traction (5 kN, 85 mm/s et amplitude
de 75 %) ... 54 Figure 36 : Profils de duretés des alliages Al-Mg dans l’état H38 sous des paramètres
standards... 55 Figure 37 : Profil de micro dureté de l’alliage 5056-H38 et recuit sur le plan XZ
sous des paramètres standards... 55 Figure 38 : Tendances linéaires pour l’obtention de propriétés mécaniques selon
la dureté Vickers ... 57 Figure 39 : Surfaces réponses pour les régressions approximant l’énergie surfacique
selon l’avance et l’amplitude pour les alliages 5005 et 5052-H38 ... 61 Figure 40 : Surfaces calculées pour les régressions approximant la résistance en
traction des joints pour les alliages 5005 et 5052 ... 65 Figure 41 : Micrographie d’une éprouvette miniature d’essai de traction
d’alliage 5005-H38 ... 66 Figure 42 : Courbes d’essais de flexion trois-points pour les résistances moyennes
x
Figure 43 : Propagation de la fissure sur la face en tension lors des essais de flexion trois-points à température ambiante a) résistance TRS minimale obtenue et b) résistance TRS maximale ... 70 Figure 44 : Ratio TRS/Rm pour les échantillons d’alliage 5005-H38 soudés à
température ambiante ... 71 Figure 45 : Énergie enregistrée par l’unité de soudage en fonction de la résistance
moyenne des joints ... 72 Figure 46 : Courbes contrainte-déformation pour les spécimens soudés aux conditions
énergétiques minimales et maximales à 20 et 150°C pour les alliages 5005 et 5052-H38... 73 Figure 47 : Courbes contrainte-déformation des essais de traction dans les directions X
et Y les alliages 3003, 5005 et 5052 ... 74 Figure 48 : Surfaces de rupture selon le plan YZ pour l’échantillon B05-20 et B52-20
sous des paramètres de soudage standards. ... 75 Figure 49 : Énergie en fonction de la hauteur pour des bandes simples à température
ambiante, sous des paramètres de FASU standards ... 76 Figure 50 : Énergie en fonction de la hauteur pour des blocs à température ambiante,
sous des paramètres de FASU standards... 77 Figure 51 : Schéma d’une poutre encastrée en porte-à-faux [77] ... 78 Figure 52 : Minimum énergétique en fonction de la concentration en Mg ... 79 Figure 53 : Résultats des fréquences naturelles pour le premier mode de vibration
selon différents systèmes par simulation ... 80 Figure 54 : Énergie de soudage en fonction des couches déposées pour la compensation
énergétique théorique et pour la compensation énergétique pratique ... 83 Figure 55 : Courbes de traction des échantillons des essais d’énergie compensée ... 85 Figure 56 : Résultats des essais de flexions trois- points pour les essais d’énergie
compensée ... 85 Figure 57 : Courbe de tractions longitudinale et transversale longue pour l’échantillon
B52-110 ... 87 Figure 58 : Cartographie EBSD en contraste de bande et angles d’Euler du spécimen
B52-110 selon le plan YZ en a) vue générale et b) grossissement sur une interface ... 89 Figure 59 : Défauts visibles lors du décalage des couches pour la production de
l’échantillon B52-20 ... 92 Figure 60 : Profil de rupture d’une traction dans la direction Y de l’échantillon B52-20 92 Figure 61 : Métallographie selon le plan YZ pour un échantillon d’alliage 5056-H38
sous des paramètres standards... 93 Figure 62 : Cartographie EDS de l’échantillon ST56-20 suite au pelage d’un feuillard .. 94
xi
Liste des tableaux
Tableau 1 : Composition chimique des alliages utilisés dans cette étude [4] ... 34
Tableau 2 : Composition chimique des alliages étudiés provenant du fournisseur ... 34
Tableau 3 : Dimensions des feuillards bruts utilisés dans cette étude ... 35
Tableau 4 : Propriétés mécaniques réelles et minimales requises des feuillards depuis la norme ASTM B209 [65] ... 35
Tableau 5 : Équivalences des amplitudes d’oscillation ... 42
Tableau 6 : Niveaux utilisés pour les plans d’expériences dans cette étude ... 42
Tableau 7 : Nomenclature des échantillons ... 48
Tableau 8 : Énergie surfacique en fonction des paramètres pour les alliages 5005 et 5052-H38... 59
Tableau 9 : Hauteur maximale réalisée par FASU dans le cadre de cette étude ... 62
Tableau 10 : Résultats du plan d’expérience normalisé complet 2³ de la résistance en tension des éprouvettes de traction miniatures des alliages 5005 et 5052-H38 ... 64
Tableau 11 : Résultats du plan d’expérience des essais de flexion trois-points pour l’alliage 5005 ... 67
Tableau 12 : Résistances TRS minimales et maximales selon la température ... 68
Tableau 13 : Résultats des essais de traction longitudinales pour les paramètres énergétiques limites ... 73
Tableau 14 : Propriétés mécaniques en tension selon les directions X, Y et Z pour les alliages 3003, 5005 et 5052 ... 74
Tableau 15 : Méthode des moindres carrés pour la compensation énergétique de bandes simples ... 82
Tableau 16 : Modification des paramètres pour la compensation énergétique selon la méthode des moindres carrés ... 83
Tableau 17 : Propriétés mécaniques résumées pour les essais d’énergie compensée ... 85
Tableau 18 : Propriétés mécaniques de l’échantillon B52-110 ... 88
xii
Remerciements
J’aimerais remercier tous les gens de mon entourage, conjointe, amis et famille, qui m’ont soutenu de près ou de loin durant la réalisation de mes études. Ce mémoire est l’accomplissement d’un long parcours et n’aurait pu être possible sans l’aide, la présence et la disponibilité de mon directeur Carl Blais, de mon codirecteur Nicolas Giguère et d’Alexandre Bois-Brochu. J’aimerais également remercier toute l’équipe exceptionnelle formant le Centre de métallurgie du Québec (CMQ), incluant le département de métallurgie du Cégep de Trois-Rivières et Innofibre. Merci à tous d’avoir pris le temps de partager vos connaissances et d’avoir participé à mon projet.
J’aimerais également souligner le soutien financier du REGAL et du programme Mitacs Accélération.
1
Introduction
La fabrication additive par soudage ultrasons (FASU) combine, à l’intérieur de la même enceinte, le soudage par ultrasons de métaux et l’usinage [1]. De minces feuillards sont déposés tour à tour par une soudure ultrasonique continue, formant successivement des couches pouvant de surcroît, être usinées durant la fabrication. Il s’agit donc plus précisément de fabrication additive et soustractive à la fois. Ce procédé hybride a été commercialisé par la compagnie Solidica Inc. en l’an 2000, bien que le soudage par ultrasons des métaux soit connu depuis les années 50 [2, 3]. Le soudage par ultrasons est un procédé de soudage à l’état solide et à haute déformation comme le soudage par friction malaxage et le soudage par explosion, pour ne nommer que ceux-ci. Les joints créés sont donc produits à des températures inférieures à celle du point de fusion du matériau utilisé. Le terme ultrasons est employé en raison des fréquences utilisées (20 kHz) pour le mouvement latéral de la sonotrode, pièce maîtresse à la réalisation des joints. Cette technologie est particulièrement intéressante pour sa capacité à joindre des métaux similaires aussi bien que dissimilaires et ce, à basse température. Ainsi, il est possible de souder des matériaux réactifs entre eux tels l’aluminium et le titane, tout en évitant la formation d’intermétalliques indésirables.
L’aluminium est un matériau fort intéressant pour ce procédé en raison de sa couche d’oxyde naturelle qui est facile à fragmenter et à disperser lors du soudage. Sa formabilité, ses propriétés mécaniques intéressantes et sa disponibilité sous forme de feuillards sont aussi des avantages. Les alliages d’aluminium corroyés sont divisés en plusieurs familles selon leurs principaux éléments d’alliages. Sommairement, les différentes séries d’alliages répondent mieux soit au durcissement structural, soit à l’écrouissage. Leurs propriétés mécaniques peuvent donc être augmentées par l’utilisation d’un traitement thermique en favorisant la formation de fins précipités ou par la déformation plastique (Figure 1).
2
Figure 1 : Familles d’aluminium corroyé, modifié depuis [4]
Les nuances d’aluminium les plus couramment étudiés pour le procédé de FASU sont l’alliage 3003 [5, 6, 7, 8, 9, 10, 11, 12] ainsi que l’alliage 6061 [1, 12, 13, 14, 15, 16, 17, 18], et ce dans différents états métallurgiques. Par contre, au terme de la revue de littérature, il est apparu qu’aucun article scientifique ne discute de la fabrication additive par soudage ultrasons des alliages Al-Mg ; la série 5000. Pourtant, ces derniers possèdent parmi les meilleures propriétés mécaniques des alliages non traitables thermiquement. Comparativement aux autres séries typiquement modifiées par écrouissage, l’ajout de magnésium fait rapidement croître les propriétés statiques du métal [4]. L’aluminium et le magnésium possèdent des rayons atomiques de dimensions similaires, 143 et 160 pm respectivement [19]. Le Mg se retrouve donc en solution solide sous forme substitutive dans la maille élémentaire et vient créer une distorsion élastique du réseau. Jumelés aux particules de secondes phases formées dues à la solubilité limitée du Mg dans la matrice à température ambiante, plusieurs obstacles viennent gêner le mouvement des dislocations [20]. L’objectif de la présente étude est d’utiliser ce potentiel d’écrouissage pour fabriquer des composantes à propriétés mécaniques élevées sans l’utilisation de traitement thermique subséquent. 1XXX : - 2XXX : Cu 3XXX : Mn 4XXX : Si 5XXX : Mg 6XXX: Mg, Si 7XXX: Zn Écrouissage Traitementthermique
Augmentation des propriétés mécaniques
3
Dans le cadre de cette étude, trois alliages ont été sélectionnés : 5005, 5052 et 5056. Ces nuances possèdent des concentrations moyennes standards respectives de 1, 2,5 et 5 % massique de Mg. Les feuillards d’Al-Mg utilisés sont tous sous l’état fortement écroui H38 leur conférant une résistance à la traction mesurée et respective de 190, 269 et 374 MPa. L’augmentation rapide des propriétés mécaniques pourrait donc limiter le procédé à former des joints solides, empêchant une déformation adéquate. De plus, le magnésium en solution solide pourrait nuire au soudage ainsi qu’aux propriétés mécaniques des pièces produites par la présence d’oxydes de magnésium en surface, problématique mise au jour lors d’études impliquant des procédés connexes [21, 22, 23]. Différentes réponses suite au soudage par ultrasons, tels les changements de duretés des feuillards et les propriétés mécaniques des composantes produites, sont évaluées selon les différentes directions de construction et sous différentes combinaisons de paramètres. L’alliage 3003 à l’état H18 est également incorporé à certains endroits à titre comparatif, puisqu’il fait partie des alliages d’aluminium les plus utilisés par FASU.
Dans le texte qui suit, la fabrication additive par ultrasons est différenciée du soudage par ultrasons puisque celle-ci implique des étapes supplémentaires d’usinage et une répétition d’opération afin d’ajouter du matériel. Le soudage ultrasonique fait donc partie intégrante de la FASU. De plus, le terme « aluminium » se réfère aux alliages d’aluminium plutôt que le matériau pur. En cas contraire, la distinction sera clairement stipulée.
4
1. Revue de littérature
1.1. ProcédéLa pièce est fabriquée dans une enceinte très similaire à celle d’une machine-outil à commande numérique (MOCN) à trois axes. La composante repose sur une table ayant la possibilité de bouger selon les axes X et Y, tandis que la broche de la machine peut se déplacer selon l’axe des Z (où X et Y représentent le plan horizontal et Z sa direction normale). Le dispositif de soudage (Figure 2) est un assemblage distinct du magasin d’outils, qui est chargé au besoin selon les opérations. Il possède une bobine interchangeable contenant un long feuillard étroit et continu alimentant la pièce lors des opérations de fabrication additive par soudage ultrasons (FASU). Un traditionnel magasin d’outils est également présent pour les différentes étapes d’usinage si nécessaires. La réalisation de la pièce est guidée par un code numérique lu par la machine. La dimension des pièces est limitée par la taille du lit de la machine utilisée que par le procédé lui-même. De plus, l’appareil n’utilise pas d’atmosphère protectrice pour les opérations de soudage, principalement parce qu’il s’agit de soudage à l’état solide. Les températures atteintes sont très faibles et les matériaux peut réactifs.
Les principaux éléments de la tête à souder sont les suivants [24] :
Générateur d’ultrasons : Convertit la fréquence électrique utilisée pour le branchement de la machine en fréquences ultrasoniques. Une fréquence typiquement utilisée pour le soudage est de 20 kHz, mais celle-ci peut aller jusqu’à 70 kHz [17]. Cette fréquence est propre à la machine et n’est habituellement pas ajustable.
Transducteur : Transforme l’oscillation électrique en oscillation mécanique de même fréquence par le biais d’un ou de plusieurs piézoélectriques inversés.
Amplificateur : Détermine l’amplitude d’oscillation de la sonotrode. Cette dernière varie généralement entre 5 et 50 µm et est parallèle aux feuillards déposés.
Sonotrode : Outil qui applique une force normale sur les feuillards en plus de transmettre les vibrations. Les forces varient de 50 à 2 500 N, mais les appareils plus puissants peuvent aller jusqu’à 10 000 N [1]. La sonotrode est communément fabriquée d’alliage de titane ou d’acier à outil avec une surface usinée par électroérosion [2, 7] ou par gravure au laser, bien que le fini de surface obtenu par cette méthode soit
5
beaucoup plus grossier [11, 25]. Les vitesses d’avance sont généralement comprises entre 30 et 85 mm/s [6], malgré que celles-ci puissent être beaucoup plus lentes. La puissance des machines varie de 1 à 9 kW. Les puissances légères sont préférées pour les métaux moins rigides (Al 1100 et Al 3003), tandis que les machines plus puissantes permettent le soudage de matériaux à meilleures propriétés mécaniques comme les alliages d’aluminium de la série 2, 6 et 7000 [1].
Figure 2 : Schéma de la tête de soudage, modifié depuis [26]
Une plaque ou une pièce de base, agissant à titre de fondation est nécessaire pour débuter toute fabrication et recevra les couches subséquentes de feuillards pour initier la fabrication additive (Figure 2). Il n’est pas nécessaire que celle-ci soit du même matériau que la pièce à construire. Au besoin, elle peut être fixée sur une plaque chauffante, qui à son tour est boulonnée sur la table de la machine. La plaque chauffante offre la possibilité d’augmenter la température de la pièce, typiquement jusqu’aux alentours de 200°C [2, 6, 27] pour faciliter la déformation. La pièce prend forme grâce à la superposition de feuillards qui sont joints individuellement par une soudure ultrasonique continue. Puisque les feuillards sont constamment déposés selon l’axe des X et possèdent une largeur maximale de 25,4 mm, plusieurs bandes sont nécessaires afin de compléter une couche possédant des dimensions excédentaires à celles du matériel de base. Pour ce faire, la tête de soudage effectue le dépôt de plusieurs bandes avec un déplacement programmé dans la direction Y
Sonotrode Force normale Feuillards soudés Plaque de base Feuillard en déposition X Z Y Transducteur
6
entre chacune d’elles. Un chevauchement peut volontairement être effectué afin d’assurer un joint solide et éviter le manque de matériel. Une fois la couche complétée, la machine ajuste le référentiel de la nouvelle hauteur par un incrément équivalent à l’épaisseur de la couche déposée et débute ensuite la nouvelle surface. Cette séquence est montrée à la Figure 3.
Figure 3 : Schéma des étapes pour la juxtaposition de couches par FASU
Un décalage est également programmé à chacune des couches pour éviter l’alignement des joints. Comme il est possible de voir à la Figure 4, différents types de patrons d’empilement sont réalisables. L’alignement parfait des joints pour les différentes couches est à proscrire puisqu’il favorise la continuité des vides et la propagation de fissures [1]. Les plus utilisés sont l’empilement aléatoire ou le chevauchement à mi-largeur. Gibson et al. [2] rapportent que le patron d’alignement aléatoire démontre de meilleures résistances en traction.
Figure 4 : Schéma d’agencement des couches selon le plan YZ [17]
Les paramètres de soudage sont inclus à l’intérieur du programme de fabrication et peuvent changés à tout moment si désiré. La tête mobile de soudage se charge d’alimenter la pièce en feuillards et les soude au passage, cisaillant ensuite l’excédent de matériau. Une amorce est d’abord faite comme premier point d’ancrage du feuillard avant de débuter la soudure proprement dite. Ces deux étapes peuvent par ailleurs être composées de paramètres
X Z
Y
7
différents. Une superposition de quatre feuillards est désignée comme étant un « niveau » et une étape d’usinage est généralement nécessaire à chaque niveau [2]. Les pièces plus complexes peuvent toutefois être usinées au fur et à mesure que les feuillards sont déposés et joints les uns aux autres. Cette séquence de fabrication est visible à la Figure 5. Ceci permet de créer des canaux internes, d’insérer des sondes, d’ajouter des fibres, etc. Il est donc possible de créer des pièces à géométrie extrêmement complexe qui ne pourraient être fabriquées par des procédés d’usinage conventionnel [1, 7].
Figure 5 : Schéma des étapes additives et soustractives [28]
Un surfaçage de la pièce peut être effectué en tout temps, soit pour corriger une déviation potentiellement causée par les légères variations de l’épaisseur des feuillards ou simplement pour rectifier le fini de surface. De plus, les cotes finales sont totalement dictées par l’usinage. Comparativement aux autres procédés de fabrication additive, celui-ci élimine l’effet de marches créées par l’addition de couches puisque l’usinage y est intégré [2]. Un avantage supplémentaire de joindre la fabrication additive à l’usinage à l’intérieur de la même machine est la réduction de temps pour les opérations secondaires. Puisque la pièce est déjà à l’intérieur de la machine par laquelle elle sera usinée, son référentiel spatial est connu. Par exemple, dans le cas où plus d’un procédé seraient
Sonotrode
Feuillard fraîchement soudé
Pièce soudée et usinée précédemment
Pièce augmentée
8
nécessaires pour obtenir cette même pièce, il faudrait alors positionner la composante sur un nouvel équipement afin d’obtenir les cotes finales. Ces étapes sont donc éliminées ou réduites.
Le soudage par ultrasons est caractérisé par la création de liens entre les pièces à basse température. Ce type de soudage est rapide, peu énergivore et n’émet aucun gaz ni fumée. Les vibrations nécessaires pour la soudure sont induites dans la pièce par le biais de la sonotrode. Une hausse de la température est tout de même inévitable, causée par la friction importante entre les feuillards [9, 29], bien que la température maximale atteinte lors de cette opération ne dépasse généralement pas la moitié de la température de fusion du matériau utilisé [2, 5, 17, 30]. La température serait potentiellement plus élevée entre la sonotrode et le feuillard qu’à l’interface entre deux couches [13]. Les travaux de Kelly et
al. [29] ont mis en lumière l’apparition d’un régime stationnaire de température à la surface
des feuillards lors de la soudure d’un joint continu. Ce régime apparaît à partir d’une distance de 30 mm depuis le début de la soudure dans le cas d’un aluminium 1100 recuit, où le plateau de température est fonction des paramètres utilisés. Le fait d’avoir une faible température de soudage permet de limiter ou même de contrer la formation d’intermétalliques indésirables qui mènent à une diminution des propriétés mécaniques [1, 31]. De plus, puisque peu de chaleur est générée, les contraintes résiduelles et la distorsion des pièces sont généralement très faibles [32].
La FASU permet de joindre des matériaux de même nature ou dissimilaires, et ce pour de faibles épaisseurs. Généralement utilisée pour souder des métaux entre eux, il est aussi possible de joindre des métaux à des céramiques [33]. Dans le cas des métaux, ce procédé est limité à de faibles épaisseurs de feuillards pour pouvoir obtenir une qualité de joint satisfaisante. La limite est approximativement de 3 mm, autrement trop peu d’oscillations sont transférées à l’interface [24]. Dans la plupart des cas des feuillards entre 100 et 200 µm d’épaisseur sont utilisés, possédant une largeur typique de 25 mm [2, 16, 32]. L’épaisseur des feuillards impacte aussi le temps de production puisqu’il est plus long de superposer du matériel mince comparativement à des feuillards épais pour l’obtention d’une même hauteur.
9
La force normale appliquée, allant jusqu’à 10 kN, en plus du mouvement parallèle aux feuillards de quelques microns induit par la sonotrode provoque une déformation plastique importante. Cette déformation localisée à l’interface brise les couches d’oxydes en surface, écrase les aspérités et expose du métal non contaminé. Un contact direct est alors formé entre les deux pièces, ce qui est nécessaire pour la création d’un joint à l’état solide [2, 9, 14, 29, 34, 35]. La couche d’oxyde est généralement dispersée par le cisaillement et se retrouve dans la pièce lors du soudage à l’état solide de l’aluminium [14, 36]. Cependant, elle peut parfois être assez résistante pour rester pratiquement intacte et dans des dimensions non négligeables [25].
Le frottement entre les pièces est souvent identifié comme étant de type collé-glissé [37]. Les matériaux possédant une importante différence de dureté avec leur couche d’oxyde sont idéaux pour ce type de procédé puisque celle-ci est facilement fracturée lors de la déformation du substrat [2]. Par sa surface volontairement texturée, la sonotrode agrippe fermement le feuillard, permettant de transférer l’énergie à l’interface de soudure et, au même moment, imbriquer un relief sur le matériau déposé. Une surface plus rugueuse est alors créée favorisant la friction pour les prochaines couches. Avantageusement, certains alliages demandent peu de préparation de surface puisque le procédé a tendance à briser et à disperser les oxydes présents. Annoni et al. [38] rapportent qu’il est même possible de joindre des feuillards peints ou possédant un revêtement. Toutefois, ce fait n’est que relaté dans leur article et ne fait pas partie de leurs expériences.
La création de liens entre les feuillards est attribuable à différents mécanismes. Selon Kelly
et al. [29], les mécanismes permettant la création de liens à l’interface sont divisés en deux
catégories: volumétrique et surfacique.
Les liens dits en volume sont causés par la forte déformation élastique et plastique du matériau. L’énergie additionnelle fournie par les ultrasons augmente la densité de dislocations et facilite leur mobilité, favorisant la déformation plastique [8, 39] provoquée par le passage d’une transformation élasto-plastique à une transformation viscoplastique [13]. D’autres parlent plutôt de ramollissement acoustique, aussi connu sous le nom de l’effet Langenecker [16, 29]. L’effet Langenecker propose que l’énergie fournie par les ultrasons facilitent le mouvement des dislocations à l’intérieur du matériau. Il est ainsi
10
possible de déformer un matériel pour des contraintes plus faibles que sans excitation ultrasonique [16]. Johnson [25] propose, dans sa thèse de doctorat, que la facilité de déformation du matériau soit plutôt causée par l’effet Bauschinger, lors des nombreux cycles tension-compression mis en jeu durant le soudage. Théoriquement, la limite élastique d’un matériau est la même en compression ou en tension. Toutefois, l’action de soumettre un matériau à une déformation inverse à la précédente vient modifier cette propriété. Un cycle de compression suivant un cycle en tension diminuera ainsi la limite élastique : il s’agit de l’effet Bauschinger [20]. La déformation en volume observée se trouve dans une zone allant de 2 à 60 µm de part et d’autre de l’interface [25]. Une étude dénote aussi l’entrave des dislocations face aux précipités durant l’effet Bauschinger pour un aluminium 6022-T4 [40]. Quant aux liens surfaciques, ils sont causés par la friction et le cisaillement à l’interface entre les feuillards [29].
Gibson et al. [2] soutiennent la même idée, mais identifient ces liens plus précisément. Selon eux, les liens créés lors du soudage par ultrasons peuvent être de quatre types : physiques, par fusion locale, par diffusion ou par liens atomiques entre les surfaces sans diffusion prononcée. Selon eux, les principaux liens en FASU pour des feuillards sont du type atomique sans diffusion prononcée pour des matériaux de même nature, ou encore pour des matériaux de dureté similaire. Kong et al. [16] notent également que les liens en surface sont les plus proéminents dans ce procédé de soudage. Gibson et al. [2] rajoutent que les liens physiques sont beaucoup plus dominants lorsque les gradients de dureté sont importants ou lors du soudage de matériaux dissimilaires. Ils sont caractérisés par un ancrage mécanique entre les surfaces sans la présence de liens métallurgiques.
Certains auteurs affirment que les joints formés possèdent une microstructure très saine et exempte de zones déficientes en déformation plastique, similaires à des pores [32] [38]. Toutefois, la déformation du feuillard est directement reliée aux paramètres utilisés. L’utilisation de la soudure par ultrasons ne garantit donc pas une pièce totalement dense.
11 1.1.1. Applications
La fabrication additive par soudage ultrasonique des métaux vise principalement le domaine de l’automobile, de l’aéronautique, de l’aérospatiale et de l’électronique. Les particularités intéressantes de ce procédé sont la fabrication de pièces à parois minces, l’agencement de multiples matériaux, l’encapsulation de pièces et la grande diversité de géométries possibles pour les canaux internes.
Le jumelage de fabrication additive et soustractive, obtenu par le soudage et l’usinage, permet d’obtenir des pièces impossibles à fabriquer par des procédés conventionnels. Cette méthode de fabrication offre également la possibilité d’apposer un revêtement à une pièce. La Figure 6 présente à l’aide d’une tomographie rayons X, un chemin complexe de sillons possédant des changements de direction autant en hauteur qu’en largeur. La Figure 7 montre de fins canaux de 762 x 152 µm pouvant être utilisés dans le cas d’échangeurs de chaleurs par exemple.
Figure 6 : Tomographie Rayons-X affichant un système complexe de sillons réalisés par
FASU [26]
Figure 7 : Canaux traversant une pièce réalisée par FASU [26]
La capacité du procédé à joindre des matériaux dissimilaires rend possible la fabrication de pièces spécialisées ou même de composantes renforcées à des endroits stratégiques [41]. L’amélioration des propriétés spécifiques à un prix plus avantageux est possible par l’assemblage de différents matériaux de même que la fabrication de structures en nid d’abeille. La fabrication de composites à matrice métallique avec des fibres métalliques ou céramiques, comme le montre la Figure 8 est également réalisable. De par le procédé, l’écoulement plastique localisé permet d’enrober efficacement les renforts entre les couches de matériau [27].
12
Figure 8 : Fibres de SiC dans une matrice d’aluminium réalisé par FASU [26]
En raison des faibles températures observables lors du soudage, bien en deçà du point de fusion du matériau utilisé, il est possible d’inclure des composantes à l’intérieur même de la pièce. En temps normal, ces composantes seraient endommagées, voire détruites, par d’autres types de procédés de mise en forme. Dans le cas de la Figure 9, un polymère possédant des propriétés piézoélectriques est intégré à l’intérieur d’une pièce d’aluminium grâce à la FASU.
Figure 9 : Polymère à propriétés piézoélectriques dans une matrice d’aluminium réalisé par FASU [26]
1.1.2. Défauts
Le défaut typique se retrouvant dans les pièces fabriquées par FASU est l’absence de lien entre les feuillards. Ce phénomène peut être caractérisé par un manque d’écoulement plastique, un lien simplement non créé ou un lien rompu. Les défauts sont classés en trois types selon Gibson et al. [2] : la porosité à l’interface, les dommages à l’interface et les défauts entre deux feuillards voisins. Chacun de ces défauts sont expliqués plus en détails.
13 1.1.2.1. Porosité à l’interface
Afin d’agripper solidement le feuillard pour les opérations de FASU, la sonotrode possède un fini de surface texturé. Le matériel soudé possède donc immanquablement une partie de cette texture. Cette rugosité à la surface du feuillard laissé par la sonotrode jumelée à un manque d’énergie à l’interface peut résulter en une porosité [2, 10, 14]. De plus, la quantité de défauts est sensible d’augmenter en fonction de la rugosité de la sonotrode [11, 25]. La Figure 10 affiche la forme distincte de ce type de défauts, soit une concavité avec une région supérieure plane.
Figure 10 : Défaut par FASU [2]
La concavité est le relief préalablement laissé par la déformation plastique lors du passage de la sonotrode à la surface du feuillard. La région supérieure est formée par un autre feuillard et représente donc l’interface entre les deux couches. La flèche blanche pointe une couche d’oxyde encore intacte. Ces défauts peuvent être grandement réduits par l’optimisation des paramètres, le surfaçage ainsi que par un traitement thermique de la pièce une fois la fabrication complétée. Schick [6] a grandement diminué la quantité de pores aux interfaces suite à un traitement thermique de 2 heures à 343°C (Figure 11). Une augmentation de la densité linéaire d’approximativement 29 % a été réalisée (Section 1.2.1). Le mécanisme permettant cette diminution du taux de porosité n’est pas connu à ce stade.
14
De plus, Janaki Ram et al. [10] notent, selon leurs essais avec des feuillards d’aluminium 3003, que la majorité des défauts sont directement liés au fini de surface laissé par la sonotrode. Ils ont observé trois types de défauts à l’interface : paraboliques, tel que discuté précédemment, linéaires et par points (Figure 12).
Figure 12 : Différents défauts aux interfaces [10]
Les trois types de défauts sont pointés par les flèches D1, D2 et D3 qui représentent respectivement des défauts de type linéaires, paraboliques et par points. Les causes probables rapportées par les auteurs pour ces défauts sont les couches d’oxydes résiduelles ou une accumulation d’oxydes produits par le procédé, le fini de surface et l’emprisonnement de gaz. Pour leur part, la quantité de défauts s’est avérée être dépendante des paramètres utilisés.
Wolcott [1], sans attribuer un nom à ce type de défaut, a observé une tendance similaire selon la puissance de la machine utilisée. Il rapporte qu’une faible puissance laisse des pores suite à l’étape de soudage contrairement aux puissances élevées qui donnent des joints pratiquement exempts de ceux-ci. Certains auteurs [14, 18] utilisent le terme FASU à haute puissance pour définir le procédé lorsque des forces normales (> 5 kN), l’amplitude (> 30 µm) et la puissance de la machine (> 4 kW) sont plus élevées. Par contre, la littérature est floue quant à définir une ligne précise entre faibles et hautes puissances.
15 1.1.2.2. Dommages aux interfaces
Ce type de défauts est caractérisé par une dégradation de l’interface causée par un apport énergétique trop important. La forte déformation plastique brise des liens préalablement créés et peut même aller jusqu’à déloger de la matière, formant ainsi des porosités. Ce type de défauts est normalement présent lorsque les paramètres de fabrication sont nettement inappropriés [2]. Il pourrait s’agir, par exemple, d’une force normale ou d’un amplitude d’oscillation trop élevée.
1.1.2.3. Défauts entre deux feuillards voisins
Lorsqu’une surface est plus large que le feuillard utilisé, une juxtaposition est nécessaire pour la recouvrir totalement. Deux phénomènes peuvent se produire ; une déviation de la largeur du feuillard ou un manque de précision de la machine. En considérant que la machine possède une précision raisonnable, il est fort possible que la largeur du feuillet soit assujettie à de faibles variations dimensionnelles. Ces variations peuvent mener à des espaces entre deux feuillards voisins trop importants pour que la déformation plastique puisse les remplir (Figure 13), introduisant ainsi des pores dans la pièce. Le même type de défaut peut être visible si à l’inverse, les feuillards sont superposés de façon trop importante. Wolcott [17] a montré que la superposition partielle diminue les quantités de défauts. Par contre, cette méthode peut mener à des espaces vacants si la déformation plastique n’est pas suffisante pour remplir la crevasse.
16
1.2. Méthodes de caractérisation des joints
Diverses méthodes sont décrites dans la littérature pour caractériser les joints créés par la FASU. Il faut noter qu’aucune norme ASTM n’existe à ce jour pour des essais mécaniques spécifiques à la fabrication additive par soudage ultrasons. Les méthodes utilisées sont donc celles que les chercheurs croient les mieux adaptées à l’heure actuelle.
1.2.1. Densité linéaire
Plusieurs articles utilisent ce paramètre pour quantifier la proportion de liens réalisés entre deux feuillards. Déterminée par analyse métallographique ou par microscope électronique à balayage [6], il s’agit du pourcentage du joint où la soudure lie les deux couches par rapport à une longueur déterminée [2, 5]. Kong et al. [5] ont utilisé un grossissement optique de 200 X pour réaliser ces mesures. Une densité linéaire (DL) de 100 % représente un lien parfait sur toute la longueur des feuillards analysés tandis qu’une densité de 0 % se traduit par une absence totale de lien.
La résistance mécanique est, en temps normal, directement liée à ce paramètre bien que pour la même DL les propriétés mécaniques peuvent varier [10, 11]. L’amélioration de la qualité des joints se traduit normalement par une augmentation de cette valeur [7]. L’article de Schick et al. [7] relève un point intéressant concernant la densité linéaire et la densité surfacique de soudure. Toutes deux révélées par micrographie optique, les auteurs arrivent à une densité linéaire de 67,4 ±16,1 % et une densité surfacique soudée de 66 ±2 %. Un seul échantillon a toutefois été utilisé pour la mesure de la densité surfacique, rendant impossible une comparaison directe entre ces deux paramètres.
Les résultats de Janaki et al. [10] ont montré que les pièces comportant des densités linéaires plus faibles possédaient majoritairement des défauts linéaires tandis qu’inversement, les pièces à densité très élevée comportaient plus des défauts de type par points. Entre les deux, les défauts de types paraboliques étaient les plus fréquents. Certains travaux ont montré que la densité linéaire peut être fortement influencée par les paramètres de soudage. Des paramètres inadéquats affichant des densités de quelques dizaines de pourcents comparativement à plus de 99 % pour des paramètres optimisés [7, 10, 27, 42].
17
Bien que la densité linéaire soit relativement constante au sein des pièces [10, 11], Friel et
al. [11] ont noté la variabilité de la densité surfacique. Lors de l’analyse de la densité
linéaire par microscopie, une faible proportion est évaluée en plus d’être en deux dimensions. L’optimisation de cette méthode pourrait donc mener à des résultats moins variables et peut-être plus représentatifs.
1.2.2. Essai de pelage
Cet essai est basé sur la norme ASTM D3167 [43]. À l’origine, cette méthode est utilisée afin de quantifier la résistance au pelage d’un adhésif servant à lier deux pièces. Le substrat est maintenu en place et sous un angle déterminé, tandis que le matériel flexible est graduellement pelé sous une vitesse de déplacement constante. La force de pelage est enregistrée en fonction de la distance du mouvement de la tête de l’appareil. La norme stipule que cet essai est pour les matériaux laminés ou joints à l’aide d’adhésif, mais n’aborde pas les joints formés par une soudure quelconque. De plus, selon la norme, le matériau à être pelé doit être flexible et son substrat beaucoup plus rigide. Le montage est visible à la Figure 14.
18
Les travaux de Kong et al. [16] ont toutefois présenté une limitation face à ce type d’essai. Lors de leurs expériences pour un alliage d’aluminium 6061, les feuillards à peler de certains spécimens ont rompus sous l’effet de la tension, tout juste devant la soudure. Il leur a donc été impossible de quantifier expérimentalement la résistance de certains joints en pelage.
Lors de l’utilisation de ce test, Dezhi et al. [39] ont mis en lumière des différences de résistance au pelage en fonction de la direction d’avance pour la réalisation du joint. Dans le cas d’une sonotrode neuve, les résistances sont plus élevées en débutant le test à partir de la fin de la soudure que depuis son début. De façon contre-intuitive, les travaux de Friel
et al. [11] ont donné des résultats de pelage supérieurs à ceux d’échantillons ayant une
densité linéaire plus faible.
1.2.3. Essai de délamination
Zhang et al. [44] ont développé ce test simple qui étudie la résistance du joint en fonction des paramètres de fabrication. La raison principale étant qu’aucun test ne donnait des mesures directes sur la force du joint pour des pièces fabriquées par FASU.
L’échantillon doit être muni d’un trou borgne perpendiculaire aux couches de feuillards et sa profondeur est dictée par l’interface à analyser. Une tige vient appliquer une force depuis la cavité et celle-ci est enregistrée en fonction du déplacement jusqu’à la rupture. La Figure 15 présente un schéma générique du montage. D’après Wolcott [1], ces essais sont bons à titre comparatif seulement, puisqu’il est difficile de comparer les résultats avec un matériau homogène.
19 1.2.4. Essai de tractions miniatures
Sridharan et al. [18] ont testé en tension des composantes soudées par ultrasons d’Al 6061-H18 en utilisant des éprouvettes de traction de dimensions hors normes d’une longueur totale de 16 mm. L’utilisation de spécimens d’une telle taille leur a permis de caractériser les propriétés mécaniques dans les trois directions de construction (X, Y et Z) pour un dépôt de petite dimension. De plus, puisque la largeur d’un feuillard est supérieure à la longueur de l’éprouvette de traction, aucune juxtaposition de feuillards n’est nécessaire.
Le dessin technique de ces spécimens, en millimètres, est affiché à la Figure 16. La dimension de ces échantillons ajoute par contre à leur complexité de fabrication ainsi qu’à l’instrumentation nécessaire pour les essais. De plus, seule l’utilisation d’une caméra permet de mesurer précisément l’allongement au cours de la déformation.
20
1.3. Influence des principaux paramètres de fabrication sur les propriétés finales des pièces
Parmi les paramètres de soudage, quatre d’entre eux sont plus importants et influencent grandement la qualité du joint. Il s’agit de la force exercée sur la pièce par le biais de la sonotrode, l’amplitude d’oscillation de celle-ci à une fréquence donnée, la vitesse d’avance pour générer la soudure ainsi que la température de la pièce lors du soudage (voir Figure 2) [1, 2, 7, 29]. D’autres paramètres sont également à prendre en compte, comme la rugosité du feuillard ainsi que celui de la sonotrode. Les méthodes de caractérisation les plus utilisées sont détaillées et ensuite les effets des paramètres sont abordés.
1.3.1. Amplitude d’oscillation
L’amplitude d’oscillation de la sonotrode est la distance maximale que cette dernière parcourt durant son déplacement latéral. L’amplitude est toujours perpendiculaire à l’avance, donc parallèle aux feuillards lors du soudage d’un joint continu métallique (Figure 2). La quantité d’énergie fournie au matériau est un facteur clé pour la réalisation de joints solides. Une amplitude trop faible laisse plus de régions où le feuillard brut est encore intact, diminuant du même coup la densité linéaire [11, 25]. L’amplitude d’oscillation doit donc être suffisante pour provoquer une déformation plastique capable de remplir les aspérités. Chunbo et al. [44] ont remarqué une augmentation importante de la résistance du joint avec une augmentation de l’amplitude d’oscillation. Ils notent aussi qu’il s’agissait du paramètre avec la plus forte influence pour les propriétés mécaniques de joints. Janaki et al. [10] ainsi que Friel et al. [11] arrivent aussi à la même conclusion, mais concernant la densité linéaire. Pour leur part, Gibson et al. [2] discutent d’un point critique à ne pas dépasser : fournir trop d’énergie via l’amplitude peut résulter en une perte de résistance du joint. Ceci est dû à l’excès de déformation plastique qui brise les liens préalablement formés à cause de contraintes trop élevées ou par l’initiation de fissures par fatigue. Ce même point critique a été observé par Janaki et al. lors de la quantification de la densité linéaire des échantillons [10].
Certains affirment que l’énergie fournie durant les étapes de fabrication additive voyage au travers de la totalité des couches de feuillards soudés qui forme la pièce plutôt qu’aux couches à proximité de la sonotrode [45]. Johnson [25] rapporte que la majorité de l’énergie
21
est dissipée à l’interface, prouvée par l’affinage de grains important. Il ajoute également que l’amplitude d’oscillation à l’interface est probablement moindre que celle produite par la sonotrode.
S’ajoute à ceci, la perte de rigidité de la structure en fonction de la hauteur. La sonotrode conserve aisément son amplitude d’oscillation lors de la fabrication additive.Toutefois, au fur et à mesure que la structure s’élève par l’ajout successif de couches, il devient plus difficile de transmettre les vibrations directement à l’interface. L’effet de porte-à-faux vient réduire l’amplitude transmise directement au joint. Une partie de l’énergie, qui devrait être transmise à l’interface, est perdue et fait involontairement vibrer la structure [1]. Wolcott [1] rapporte que plus la hauteur de la pièce augmente, plus sa fréquence naturelle se rapproche de celle de la machine. Le point critique étant un ratio hauteur/largeur d’environ 0,7 et résultant en des joints médiocres. Pour contrer cette situation, l’augmentation de la surface en contact avec le substrat permet de retarder l’atteinte de ce ratio, augmentant simultanément sa rigidité. D’autres auteurs [46, 47] arrivent aussi à la conclusion qu’un tel ratio critique existe, toutefois d’une valeur de 1:1. Lors de l’atteinte de ce ratio, un minimum de déplacement entre les feuillards créant la friction est présent, laissant plutôt place à un collage entre ceux-ci et expliquant la formation de joints médiocres. Robinson
et al. [46] ont observé des différences notables sur la densité linéaire des pièces aux
environs de ces ratios.
1.3.2. Force normale
La force normale est essentielle pour créer une friction convenable à l’interface des feuillards à souder.Une force trop faible ne permet pas à assez d’énergie de se rendre à l’interface, tandis qu’une force trop importante vient créer des contraintes élevées pouvant détruire des liens métallurgiques nouvellement formés [2]. Lors de l’application de la force normale sur le feuillard à souder, celle-ci vient alors transmettre l’énergie au substrat. La vitesse du feuillard déposée diminue graduellement jusqu’à devenir semblable à celle du substrat, qui à son tour est moindre que celle de la sonotrode. Les fréquences du substrat, du feuillard et de la sonotrode sont en phase [48]. Toutes ces conditions sont nécessaires pour la formation d’un joint.
22
Une force suffisante, combinée à une amplitude tout aussi adéquate est nécessaire pour briser les oxydes à l’interface afin de mettre en contact direct du métal sain. Un point seuil est également présent pour ce paramètre. Comme dans le cas de l’amplitude, l’augmentation de la force normale améliore la résistance des joints jusqu’à un point où l’effet est moins marqué ou même néfaste [2, 11, 44]. Les travaux de Janaki et al. [10] ont montré que la force normale avait le moins d’influence sur la densité linéaire des pièces selon les paramètres évalués, en plus d’afficher un point critique similairement à la résistance mécanique. Selon Cooper et Allwood [36], la force normale doit permettre de dépasser la limite élastique du matériel à l’interface pour permettre la création de joints à l’état solide comportant une bonne résistance. L’effet de la température peut donc permettre de diminuer cette limite, ce qui est discuté plus loin.
1.3.3. Vitesse d’avance
Généralement, la réduction de la vitesse de soudage se traduit par une augmentation des propriétés du joint [2, 21, 22, 29, 44]. Par contre, selon Gibson et al. [2], une avance trop lente peut aussi détériorer les liens créés à l’interface par un apport d’énergie trop important. Toutefois Janaki et al. [10] ont observé une tendance asymptotique très près de 100 % pour la densité linéaire en fonction de la réduction de cette vitesse. De plus, bien qu’un temps de soudage plus court soit possiblement bénéfique en termes de propriétés mécaniques, il va à l’encontre de la productivité et est donc plus coûteux [10].
1.3.4. Température de la pièce
Lors de la fabrication, il est possible d’imposer une température spécifique à la pièce via une plaque chauffante. Cet apport énergétique supplémentaire est bénéfique pour la formation des joints pour la plupart des métaux [2, 10, 24, 36]. Les travaux de Janaki et al. [10] révèlent que la densité linéaire des pièces est croissante avec l’augmentation de la température. De fait, elle favorise positivement la diminution des propriétés mécaniques des feuillards, la diffusion ainsi que la possibilité de recristallisation [10]. Il faut toutefois doser cette chaleur pour éviter des situations moins intéressantes comme la production d’oxydes, des changements métallurgiques ou même un ramollissement trop important des
23
feuillards pouvant les mener à coller à la sonotrode [2, 10]. La température peut aussi être hasardeuse lors d’utilisation de matériaux à bas point de fusion ou d’encapsulation d’éléments électroniques par exemple [10]. Selon leurs essais, Kelly et al. [29] arrivent à la conclusion qu’il est plus bénéfique d’utiliser une préchauffe que de réduire la vitesse de soudage pour améliorer la résistance des joints.
1.3.5. Fini de surface 1.3.5.1. Feuillards
Lors de la création d’un joint, l’interface est toujours en présence d’un feuillard préalablement soudé, à l’exception de la première passe qui est en contact avec la plaque de base. Le feuillard neuf est donc moins rugueux que celui qui est déjà déposé, suite au passage de la sonotrode. À l’état brut, les feuillards sont environ 65 fois moins rugueux que la sonotrode [11, 25]. Si les surfaces en contact sont trop lisses, les feuillards glisseront les uns sur les autres, tandis qu’une interface trop rugueuse augmentera significativement la friction, créant de forts gradients thermiques localisés pouvant mener jusqu’à une fissuration de la pièce par chocs thermiques [24].
Les recherches de Janaki et al. ont mis en lumière les effets bénéfiques d’un surfaçage entre les étapes de soudage. Cette opération supplémentaire permet d’augmenter considérablement la vitesse de soudage pour l’obtention de densité linéaire équivalente, passant de 16 à 36 mm/s en conservant les autres paramètres constants, et ce, à une température de 149°C. Cet effet est aussi marqué à température pièce, obtenant une vitesse de 32 mm/s pour des résultats équivalents [10].
1.3.5.2. Sonotrode
La sonotrode joue deux rôles importants : celui d’agripper fermement le feuillard pour transmettre les vibrations jusqu’à l’interface et au même moment lui imprimer une texture pour la création de l’interface suivante. Sa surface est donc volontairement rugueuse pour créer une friction convenable [2]. Une surface de sonotrode trop rugueuse a par contre tendance à laisser plus de porosités au sein de la pièce [11, 25].
24
Au fil du temps, la surface de la sonotrode s’use, devenant plus lisse, ce qui entraîne une dégradation de la qualité des joints produits pour des paramètres de production constants. À l’heure actuelle, la dégradation de la texture de la sonotrode n’est pas prise en compte par l’appareil de FASU. Dezhi et al. [39] ont fait des recherches pour voir les impacts d’une sonotrode usée versus une sonotrode à l’état neuf. Les essais ont été réalisés avec des aluminiums 3003 à l’état O et H-18. Ils se sont concentrés sur deux aspects du fini de surface, soit Ra et Rt qui sont respectivement la rugosité moyenne arithmétique et la hauteur maximale du profil. Passé un point critique, une perte d’efficacité est notable et la majeure partie de l’énergie est perdue et ne sert pas à la création du joint. À ce point, les feuillards ont plutôt tendance à glisser à l’interface sonotrode/feuillard par manque d’adhésion entre eux. Les feuillards se trouvent même parfois à être froissés lors de l’opération de soudage. Leur conclusion est qu’un Ra moyen de 6 µm est recommandable pour la sonotrode. Le relief de la sonotrode peut aussi être optimisé en fonction du matériau utilisé pour s’assurer que la déformation plastique soit suffisante pour remplir les cavités formées. De plus, pour un contrôle adéquat du procédé, il est nécessaire de prendre en compte l’usure au fil du temps et d’ajuster les paramètres en conséquence [2]. Dans tous les cas, l’effet de texture provoqué par la sonotrode, amélioré par une différence importante de rigidité entre le feuillard et l’outil, est très important pour la qualité des joints réalisés [25].
1.4. Propriétés mécaniques attendues 1.4.1. Générales
Les changements de propriétés mécaniques sont inévitables suite au soudage. Les feuillards constituants la pièce possèdent généralement des propriétés anisotropes puisqu’ils sont typiquement fabriqués par laminage à froid. Ils créent donc à leur tour des pièces anisotropes [2]. Dans le cas où la direction longitudinale est celle de l’avance de la tête (et la même que la direction de laminage) et que Z est la direction normale à la pièce, voici quelques constatations pour les pièces fabriquées par FASU :
La résistance en traction longitudinale dépasse souvent la résistance du matériau initial. Cette conclusion est valide avec l’utilisation de feuillards recuits ou écrouis [2, 6, 7].
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La résistance en traction transversale est environ égale à 85 % de la résistance du matériau initial [2]. Schick et al. [6, 7] arrivent par contre à des résultats expérimentaux d’environ 14 %.
La résistance en traction dans la direction normale est environ égale à 50 % de la résistance du matériau initial [2].
La résistance moyenne au cisaillement est d’environ la moitié de celle du matériau initial [6, 7].
Dans tous les cas, une perte de ductilité est présente lors des essais mécaniques et peut être compensée par un traitement thermique [2]. Une caractérisation plus approfondie par microscopie optique et par microscopie optique à balayage des faciès de rupture a permis de montrer que même si les essais de traction révèlent un comportement fragile, la ductilité du matériau est toujours présente. Le manque de cohésion sporadique entre les feuillards est responsable pour ce comportement macroscopique [6, 7, 18].
1.4.2. Dureté
Durant l’opération de soudage, la dureté des feuillards vient à changer principalement suite à la forte déformation plastique imposée par la pression et l’oscillation de la sonotrode. L’augmentation de dureté des feuillards fut également constatée par plusieurs [6, 7, 15] bien que la dureté de l’interface ne suit pas cette tendance [6, 12, 31]. L’augmentation de la dureté des grains et sous-grains des feuillards a été observée par Dezhi et al. [12] conformément à la relation de Hall-Petch en fonction du diamètre moyen des grains (Figure 17).
La composition des alliages peut potentiellement jouer sur leur changement de dureté. Les expériences de Dezhi et al. [12] ont montré un écrouissage plus important d’une matrice de 3003-O que de 6061-O lors de l’incorporation de fibres, possiblement causé par les précipités de l’alliage 6061.
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Figure 17 : Dureté des feuillards en fonction du diamètre des grains [12]
1.5. Transformations microstructurales aux interfaces 1.5.1. Types de liens
Par la nature de ce procédé, le cisaillement à l’interface joue un rôle majeur quant à l’évolution de la microstructure [14]. Lors de l’étape de soudage, la quantité de liens formée est très variable et fonction des paramètres utilisés. Par ailleurs, la nature de ces liens n’est pas encore très bien comprise et peu d’articles en discutent. Toutefois, ils pourraient avoir les mêmes racines que ceux formés par le procédé d’accumulation de couches par laminage («ARB» Accumulative Roll Bonding) [49]. Pour assister à la naissance d’un joint à l’état solide, une déformation seuil est nécessaire [36]. De manière très générale, les liens produits peuvent être catégorisés sous deux types : mécanique ou métallurgique [2].
L'assemblage de matériaux de duretés très différentes permet la formation de liens mécaniques par ancrages physiques [2]. Ce type de lien a aussi été mis en lumière par les travaux de Schick [6], pour des matériaux de même dureté. Notant également que la forte déformation plastique est en cause, l’interface ne semble pas suivre de patron de déformation défini. Selon les auteurs cités précédemment, la couche d’oxyde présente et résiduelle est responsable de l’absence de liens métallurgiques, agissant comme une barrière entre les feuillards.
