Comportement de transition
M. Kadouma*, K.
*
* * Faculté de Génie des Procédés et Génie Mécanique, USTHB
***Centre de Recherche Nucléaire d’Alger
RESUME
—
Les aciers au carbone pour structures industrielles présentent une transition ductile-fragile de ténacité et de résilience avec la température et leur résistance à la rupture fragile joue un rôle essentiel dans la certification de la sécurité des structures industrielles importantes. Dans ces démarches, la ténacité est prédite à partir de la résilience.Cette étude traite notamment le comporteme
l’acier X60 (L415NB), sollicité à basse et à haute température.
Elle présente l’intérêt de l’essai de résilience instrumenté dans la caractérisation de la transition fragile-ductile des matériaux, ainsi de l’influence de la microstructure sur les modes de ruptures fragile et ductile, et remarquablement la présence des amas d’inclusion sur la rupture fragile et ductile. On met en évidence à l’aide des observations au Microsco
Balayage (MEB) des faciès de rupture, le rôle que peut jouer les inclusions et les particules sur la rupture fragile à basse température. Ce mode de rupture bien prématuré induit un phénomène de concentration de contrainte, au sein de la microstructure qui facilite l’amorçage du clivage.
Mots clés
— A
ciers faiblement alliés, température de transition, fragile, ductile, faciès de rupture.I. INTRODUCTION
Les canalisations d’acheminement de pétrole et de gaz naturel contiennent des défauts de processus de fabrication, d'installation et de service. Les défauts peuvent affecter la sûreté des canalisations, et même diminuent la durée de vie ; qui peut mener à d'énormes coûts économiques et compromettre l’environnements; par conséquent, les méthodes appropriées d'évaluation d'influence des d
sûreté des canalisations sont nécessaires. On observe trois types de défaut mécanique dans des opérations normales des canalisations, c.-à-d. bosselure, cannelure, et bosselure plus la cannelure [1-3]. Les défauts mécaniques pourraient indui concentration locale d'effort, qui peut mener à l'effort local excédant le rendement la force, et dégradent la capacité de charge.
TABLE I
C Si Mn P
0.16 0.14 1.35 0.014
Comportement de transition ductile-fragile X60
Kadouma*, K.Taibi**, N. Souami***, A. Alghem, *, B. Mokadem*,
* Centre de Recherche Nucléaire de Birine.
* * Faculté de Génie des Procédés et Génie Mécanique, USTHB, Alger
***Centre de Recherche Nucléaire d’Alger.
[email protected] aciers au carbone pour structures industrielles
fragile de ténacité et de résilience avec la température et leur résistance à la rupture fragile joue un rôle essentiel dans la certification de la sécurité dustrielles importantes. Dans ces démarches, la Cette étude traite notamment le comportement à la rupture de (L415NB), sollicité à basse et à haute température.
de résilience instrumenté dans la ductile des matériaux, ainsi de l’influence de la microstructure sur les modes de ruptures fragile et ductile, et remarquablement la présence des gile et ductile. On met en évidence à l’aide des observations au Microscope Électronique à alayage (MEB) des faciès de rupture, le rôle que peut jouer les inclusions et les particules sur la rupture fragile à basse prématuré induit un phénomène de concentration de contrainte, au sein de la microstructure qui facilite l’amorçage du clivage.
ciers faiblement alliés, température de transition,
Les canalisations d’acheminement de pétrole et de gaz naturel contiennent des défauts de processus de fabrication, Les défauts peuvent affecter la sûreté des canalisations, et même diminuent la durée de vie ; qui peut mener à d'énormes coûts économiques et compromettre l’environnements; par conséquent, les méthodes appropriées d'évaluation d'influence des dommages sur la sûreté des canalisations sont nécessaires. On observe trois types de défaut mécanique dans des opérations normales des d. bosselure, cannelure, et bosselure plus la 3]. Les défauts mécaniques pourraient induire la concentration locale d'effort, qui peut mener à l'effort local force, et dégradent la capacité de
Le souci majeur dans les ruptures de ces aciers est la rupture fragile et les conditions favorisant ce mode de
les changements de température.
rupture sont graves, il est essentiel de connaître les marges vis à-vis de la rupture fragile de ces composants [
Avec les essais d’impact Charpy en complément à d’autres essais, il est admet de pouvoir optimiser les caractéristiques mécaniques de l’acier des composants nucléaires [3]. L’acier micro-allié de notre étude a un comportement ductile et fragile en fonction de la température, se rompant de façon fragile par clivage et parfois de façon intergranulaire, à basse température.
Par contre à haute température, il cède par déchirure ductile.
Dans le domaine des températures intermédiaires, les deux modes de rupture coexistent (fragile et ductile).
travaux de recherche ont été engagés dans le cadre de la problématique de la fragilisation des aciers d’acheminement de pétrole, notamment la compréhension et la modélisation des mécanismes de rupture fragile dans
[4].
II. MATÉRIAUX L’acier de notre étude est micro
contenu en éléments d’alliage : niobium (0,03
masse), vanadium (max. 0,05 %) et titane (< 0,11 %). Selon une définition, la somme du contenu (Nb+V+Ti) ne doit pas dépasser 0,22 % en masse [4]. La composit
faite à l’aide de la fluorescence
L’analyse qualitative des inclusions présentes dans le métal est réalisée au microscope optique. Le polissage fin est effectué sur une face d’orientation « sens de laminage LS» de la plaqu du matériau. Aucune attaque chimique n’est utilisée pour cette analyse. Quatre types d’impuretés sont observés
- les oxydes : ce sont les plus grosses inclusions rencontrées, elles atteignent une vingtaine de microns. Elles se situent dans des cavités de forme irrégulière (Fig.1
TABLE I. COMPOSITION CHIMIQUE DE L’ACIERX60
S Al Nb V Ti Cr
0.008 0.061 0.077 0.044 0.028 0.027
fragile de l’acier
, Alger.
Le souci majeur dans les ruptures de ces aciers est la rupture fragile et les conditions favorisant ce mode de rupture, comme les changements de température. Les conséquences d’une telle essentiel de connaître les marges vis- re fragile de ces composants [2].
Avec les essais d’impact Charpy en complément à d’autres est admet de pouvoir optimiser les caractéristiques mécaniques de l’acier des composants nucléaires [3]. L’acier allié de notre étude a un comportement ductile et fragile en fonction de la température, se rompant de façon fragile par is de façon intergranulaire, à basse température.
Par contre à haute température, il cède par déchirure ductile.
atures intermédiaires, les deux modes de rupture coexistent (fragile et ductile). Beaucoup de nt été engagés dans le cadre de la problématique de la fragilisation des aciers d’acheminement de pétrole, notamment la compréhension et la modélisation des mécanismes de rupture fragile dans les aciers faiblement alliés
ATÉRIAUX
étude est micro-allié en rapport avec son contenu en éléments d’alliage : niobium (0,03-0,08 % en masse), vanadium (max. 0,05 %) et titane (< 0,11 %). Selon une définition, la somme du contenu (Nb+V+Ti) ne doit pas . La composition massique a été ite à l’aide de la fluorescence-X (Table 1).
L’analyse qualitative des inclusions présentes dans le métal est réalisée au microscope optique. Le polissage fin est effectué sens de laminage LS» de la plaque du matériau. Aucune attaque chimique n’est utilisée pour cette analyse. Quatre types d’impuretés sont observés :
les oxydes : ce sont les plus grosses inclusions rencontrées, elles atteignent une vingtaine de microns. Elles
e forme irrégulière (Fig.1);
Cr Ni Cu
0.027 0.031 0.040
- les sulfures : ce sont des inclusions les plus fréquentes. Ils sont globalement sphériques, et de forme allongée d’une dizaine de longueur (figure3.10 b) ;
- des piqûres : ce sont de petites cavités parfaitement sphériques de l’ordre du micron issues de l’emprisonnement des gaz lors de la solidification de l’acier.
- des inclusions de formes de losange (cristaux) de couleur jaune ce sont des nitrures de titane.
Fig. 1. Observation au microscope optique des inclusi
La microstructure de cet acier est formée par des grains de ferrite (F) et des rangées de perlite (P) disposées quasi régulièrement. Après l’attaque au Nital, la ferrite apparaît au microscope optique comme une phase blanche, la perlite est plus foncée (Fig.2). Au microscope électronique à balayage (MEB) à partir d'électrons secondaires, les grains de
sont foncés et la perlite plus claire (Fig.3) grains est hétérogène et varie de 2 à 20m. L déterminée par la méthode ’’feature’’ est de 18µm.
a) Structure ferrito-perlitque b) Structure bainitique . Fig. 2. Observation au microscope optique de l’acier X60
Après traitement thermique de trempe revenu pour amélioration des propriétés mécaniques, on obtient une structure plus homogène de martensitique
traitement comprend un chauffage à une température de 870°C pendant 30min avec trempe à l’eau. Suivi d’un revenu de 600
°C pendant 90 min et refroidissement à l’air.
a) b)
F
P
inclusions les plus fréquentes. Ils sont globalement sphériques, et de forme allongée d’une
des piqûres : ce sont de petites cavités parfaitement sphériques de l’ordre du micron issues de l’emprisonnement
des inclusions de formes de losange (cristaux) de couleur
Observation au microscope optique des inclusions
La microstructure de cet acier est formée par des grains de (F) et des rangées de perlite (P) disposées quasi régulièrement. Après l’attaque au Nital, la ferrite apparaît au microscope optique comme une phase blanche, la perlite est . Au microscope électronique à balayage grains de la ferrite Fig.3). La taille des m. La taille moyenne déterminée par la méthode ’’feature’’ est de 18µm.
b) Structure bainitique . Observation au microscope optique de l’acier X60
Après traitement thermique de trempe revenu pour amélioration des propriétés mécaniques, on obtient une cture plus homogène de martensitique-bainite. Ce traitement comprend un chauffage à une température de 870°C pendant 30min avec trempe à l’eau. Suivi d’un revenu de 600
°C pendant 90 min et refroidissement à l’air.
Fig. 3. Observation au MEB
III.
DÉTAIL DE L’EXPÉRIENCE ET RÉSULT 1. ESSAISCHARPY INSTRUMENTÉS Les essais de flexion par choc Charpy sont accomplis une machine instrumentée de 540 joules et de vitesse nominale 5,5m/s, sur une plage de température allant au dessous de -100°C et jusqu’à 200°C, afin de cerner les trois modes de rupture : ductile, fragile et le domaine intermédiaire ductile-fragile. Les essais ont fait ressortir plusieurs grandeurs mécaniques, allant des énergies enregistrées par l’encodeur optique ou l’énergie totale enregistré par le marteau instrumenté, les vitesses de rupture aux temps de sollicitation, ce qui donne beaucoup de possibilités de vérifier la qualité des essais et la fiabilité des résultats obtenus.enregistrées P= f(δ), définies chaque point de température et relèvent les grandeurs suivantes :
-la charge élastique au niveau de l’entaille, désigné par P -la charge maximale Pm,
-la charge de rupture fragile P -la flèche à ruptureδr, -l’énergie consommée Et, la -le temps à rupture tr, -et enfin la cristallinité CR
Les éprouvettes d’essai ont été faç
ASTM E23 (Fig.4) [5-6], pour le sens de laminage.
Fig. 4. Éprouvette V d’essai d’impact Charpy
La machine de résilience instrumentée est équipée d’un système in-situ, de chauffage et de refroidissement, qui permet de réduire l’incertitude associée aux pertes de chaleur pendant le transfert de l’éprouvette, du bain jusqu'à
les machines sans ce système. Le standard ASTM E
exige que l’éprouvette soit maintenue à ± 1 °C de la température bservation au MEB, structure ferrito-perlitque.
EXPÉRIENCE ET RÉSULTATS HARPY INSTRUMENTÉS
Les essais de flexion par choc Charpy sont accomplis avec une machine instrumentée de 540 joules et de vitesse sur une plage de température allant au 100°C et jusqu’à 200°C, afin de cerner les trois : ductile, fragile et le domaine intermédiaire fragile. Les essais ont fait ressortir plusieurs grandeurs mécaniques, allant des énergies enregistrées par l’encodeur e ou l’énergie totale enregistré par le marteau instrumenté, les vitesses de rupture aux temps de sollicitation, ce qui donne beaucoup de possibilités de vérifier la qualité des essais et la fiabilité des résultats obtenus. Les courbes , définies chaque point de température et relèvent les grandeurs suivantes :
la charge élastique au niveau de l’entaille, désigné par PGY, la charge de rupture fragile Piu,
l’énergie consommée Et, la résilience KCV,
Les éprouvettes d’essai ont été façonnées selon la norme , pour le sens de laminage.
Éprouvette V d’essai d’impact Charpy
La machine de résilience instrumentée est équipée d’un système situ, de chauffage et de refroidissement, qui permet de réduire l’incertitude associée aux pertes de chaleur pendant le transfert de l’éprouvette, du bain jusqu'à l’emplacement de l’impact dans ystème. Le standard ASTM E-23 [5-6]
exige que l’éprouvette soit maintenue à ± 1 °C de la température
l’éprouvette à la machine d’essai et qu’elle soit percutée dans les 5 secondes suivantes. Avec le système in-situ les conditions d’essais excède les exigences de la norme ASTM, car l’éprouvette est conditionnée thermiquement à ± 1°C de la température désirée au moment de l’impact, et cela sur une grande gamme de température [6].
Les courbes de charges en fonction des déplacements P= f ( dans les figures 5, 6 et 7, reflètent la nature dynamique des essais par la présence des oscillations importantes surtout lors du début du chargement. Ces oscillations rendent difficile l’exploitation de ces courbes pour les basses températures..
Elles témoignent le type de rupture. La courbe de la Fig.5 indique la fragilité de la fracture, puisque la rupture a eu lieu avec la charge élastique qui correspond à l’amorçage rupture fragile. Sur la Fig.6, on constate l’amorçage de la rupture fragile après la rupture ductile. Les examens du contour des surfaces de rupture, notamment de l’entaille permettent de dire que la rupture a débuté par déchirement puis par clivage (Fig.8).
Les faciès de rupture de la Fig.8, montre
brillante qui est la zone à rupture fragile et une autre zone sombre celle à rupture ductile. Les borts des éprouvettes ont subi des déformations avec des extensions latérales. Les ruptures dans la plage de température intermédiaire ductiles au début puis suivi du clivage. Sur la courbe de la fig.7, on constate l’absence totale de la force d’initiation de la rupture fragile. La rupture a pris naissance par une importante déformation au niveau de l’entaille, suivi par le déchirement ductile des bords adjacents l’entaille.
Fig. 5. Courbe de rupture fragile totale de l’acier X60
l’éprouvette à la machine d’essai et qu’elle soit percutée dans les situ les conditions d’essais excède les exigences de la norme ASTM, car l’éprouvette est conditionnée thermiquement à ± 1°C de la température désirée au moment de l’impact, et cela sur une
Les courbes de charges en fonction des déplacements P= f (δ), , reflètent la nature dynamique des essais par la présence des oscillations importantes surtout lors du début du chargement. Ces oscillations rendent difficiles l’exploitation de ces courbes pour les basses températures..
e rupture. La courbe de la Fig.5 indique la fragilité de la fracture, puisque la rupture a eu lieu correspond à l’amorçage de la on constate l’amorçage de la rupture fragile après la rupture ductile. Les examens du contour des surfaces de rupture, notamment de l’entaille permettent de dire que la rupture a débuté par déchirement puis par clivage
montre une zone claire rupture fragile et une autre zone rupture ductile. Les borts des éprouvettes ont subi des déformations avec des extensions latérales. Les intermédiaire sont . Sur la courbe de la , on constate l’absence totale de la force d’initiation de la rupture fragile. La rupture a pris naissance par une importante l’entaille, suivi par le déchirement
de rupture fragile totale de l’acier X60
Fig. 6. Courbes de rupture fragile
Fig. 7. Courbe de rupture ductile de l’acier X60
Fig. 8. Observations macroscopiques des faciès de rupture l’acier L415NB
2. COURBE DE TRANSITION La courbe de résilience (la courbe de t
sur la Fig.9, présente deux paliers. Le premier, à basse température de faible valeur d'énergie consommée LES de daJ/cm2: le comportement est fragile. Le second, à haute température, d’énergie bien élevée USE de
le palier ductile. Entre les deux
augmente correspond au domaine de transition fragile Elle indique le début de la transition ductile fr
température 23°C. C’est à partir de cette température que la rupture mixte ductile fragile peut exis
température la rupture est totalement fragile. Au delà de de rupture fragile-ductile de l’acier X60
de rupture ductile de l’acier X60
macroscopiques des faciès de rupture l’acier L415NB
OURBE DE TRANSITION DUCTILE FRAGILEDBTT La courbe de résilience (la courbe de transition DBTT) obtenue
, présente deux paliers. Le premier, à basse température de faible valeur d'énergie consommée LES de 0 : le comportement est fragile. Le second, à haute température, d’énergie bien élevée USE de 15,56daJ/cm2, c’est le palier ductile. Entre les deux paliers où la résilience augmente correspond au domaine de transition fragile-ductile.
Elle indique le début de la transition ductile fragile qui est à la . C’est à partir de cette température que la rupture mixte ductile fragile peut exister, au-dessous de cette température la rupture est totalement fragile. Au delà de 78°C
la rupture est totalement ductile. L’équation de résilience de l’acier X60 est :
K V = 6 0 .8 + 6 3 .9 tan h [ (T -4 1 .6 /) 4 4 ]
Fig. 9. Évolution de l’énergie
La courbe de la Fig.10 indique l’évolution de la cristallinité liée au mode de rupture avec la température. A partir de cette courbe on peut évaluer la température de transition FATT qui est définie pour 50% de cristallinité pour laquelle le faciès de l'éprouvette rompue se compose de 50% de rupture fragile, et 50% de rupture ductile, selon la norme RCCM ou USA NRC [7]. Elle permet d’indiquer la température de transition TFATT 50% qui est égale à 48°C.
Fig. 10. Évolution de la cristallinité
Afin de permettre le suivi du décalage de la température après irradiation, on doit définir l’index de température qui aidera à caractériser la courbe expérimentale. Dans le programme de surveillance des cuves, trois index sont couramment utilisés : TK7, température pour une résilience de 7daJ/cm
aussi dans d’autre pays (USA), l’index TK68: température L’équation de résilience de
K V = 6 0 .8 + 6 3 .9 tan h [ (T -4 1 .6 /) 4 4 ] (1)
indique l’évolution de la cristallinité liée au mode de rupture avec la température. A partir de cette courbe on peut évaluer la température de transition FATT qui est définie pour 50% de cristallinité pour laquelle le faciès de se compose de 50% de rupture fragile, et ile, selon la norme RCCM ou USA NRC la température de transition
Évolution de la cristallinité
Afin de permettre le suivi du décalage de la température après irradiation, on doit définir l’index de température qui aidera à caractériser la courbe expérimentale. Dans le programme de ance des cuves, trois index sont couramment utilisés : daJ/cm2, on trouve
: température
pour une énergie de 68J, et aussi TFATT50 : température pour une cristallinité de 50%, T
expansion latérale de 0.9mm. On résume les paramètres de transition ductile fragile de l’acier
TABLE II. GRANDEURS DE LA TRANS
Grandeur USE T0(°C)=-28 KCV
(daJ/cm2)
15.56 0.266
Sur la Fig.11, nous avons fait une comparaison de la transition ductile fragile de l’acier de notre étude
est utilisé sur une cuve de réacteur pas subit de traitement thermique,
propriétés de livraison. Il ressort que l’acier de notre étude se rapproche en température de nulle ductilité de l’acier de cuve.
Par contre, il est inférieur en énergie du palier ductile (USE) de 40 joules.
Fig. 11. Comparaison de deux aciers (
Nous pouvons voir sur la Fi
thermique (trempe-revenu) sur les propriétés de résilience de l’acier X60, puisque nous avons gagné en température de transitionTT, pour l’index T7
passée de la valeur 38,28°C à la valeur 26,29°C. Par contre le palier supérieur ductile USE est passé de la valeur 124,5 joules à la valeur 92.60 joules, avec un écart de
Joules. Après traitement thermique l’acier a connu p ductilité. Nous n’avons pas besoin d’aller vers des essais de ténacité, puisque la norme NRC exige d’aller vers les essais de ténacité, si le palier USE descend en dessous de 68 J.
et aussi TFATT50 : température de 50%, T0.9 : température pour une mm. On résume les paramètres de transition ductile fragile de l’acier X60 (Table.2):
RANDEURS DE LA TRANSITION DE LA RUPTURE
TK7 TK68 TFATT
50%
38.28°C 46.57°C 48°C
, nous avons fait une comparaison de la transition ductile fragile de l’acier de notre étude X60 avec un acier qui est utilisé sur une cuve de réacteur [7]. Les deux aciers n’ont pas subit de traitement thermique, ils ont été testé avec les propriétés de livraison. Il ressort que l’acier de notre étude se rapproche en température de nulle ductilité de l’acier de cuve.
Par contre, il est inférieur en énergie du palier ductile (USE) de
deux aciers (X60 et SAE 8620)
Fig.12, l’influence du traitement revenu) sur les propriétés de résilience de , puisque nous avons gagné en température de
7de 12°C. La température T7est passée de la valeur 38,28°C à la valeur 26,29°C. Par contre le palier supérieur ductile USE est passé de la valeur 124,5 joules à la valeur 92.60 joules, avec un écart deUSE d’environ 31 Joules. Après traitement thermique l’acier a connu plus de ductilité. Nous n’avons pas besoin d’aller vers des essais de ténacité, puisque la norme NRC exige d’aller vers les essais de ténacité, si le palier USE descend en dessous de 68 J.
Fig. 12. L’effet de traitement thermique sur la résilience 3. EVOLUTION DES CHARGESPMAX
Sur les Fig.13 et 14, on montre le comportement des charges : Pmax,et Pgy en fonction de la température. Le lissage des points expérimentaux est obtenu avec le polynôme du second ordre.
Fig. 13. Évolution de la charge max en fonction de la température
Fig. 14. Évolution de la charge élastique en fonction de la température L’effet de traitement thermique sur la résilience
MAXETPGY
comportement des en fonction de la température. Le lissage des points expérimentaux est obtenu avec le
de la température.
de la charge élastique en fonction de la température
4. OBSERVATION FRACTOGRA Les analyses fractographiques au MEB,
d’examiner les faciès de rupture, en vue de comprendre les mécanismes qui en sont à l'orig
la Fig.15, on voit la présence de particule qui cavité ductile et à sont tour a généré
contrainte qui a favorise par la suite de rupture ductile.
Fig. 15. Fractographie au niveau de rupture
Sur la fractographie de la Fig.16
clivage a été amorcé par la rupture ductile sur les joints de gains du à la présence des carbures de Titane et de manganèse.
Fig. 16. Rupture par clivage intergranulaire pour T=
La Fig.17 est un exemple des sites de rupture dus à la formation des cavités généré amas d’inclusion de différents types
manganèse, des oxydes d’aluminium et aussi des nitrures de Titane..
Fig. 17. Clivage d’un carbure de titane pour T=25°C BSERVATION FRACTOGRAPHIQUE
analyses fractographiques au MEB, ont permis de rupture, en vue de comprendre les mécanismes qui en sont à l'origine des modes de rupture. Sur on voit la présence de particule qui a généré une a généré une concentration de par la suite un site de déclenchement
Fractographie au niveau de rupture ductile-fragile pour T=60°C
graphie de la Fig.16, il apparaît clairement que le amorcé par la rupture ductile sur les joints de du à la présence des carbures de Titane et de manganèse.
Rupture par clivage intergranulaire pour T=-10°C
des sites de rupture ductile qui sont dus à la formation des cavités générées par la présence des amas d’inclusion de différents types : des sulfures de d’aluminium et aussi des nitrures de
Clivage d’un carbure de titane pour T=25°C
IV. CONCLUSION
La composition chimique de la matrice joue un rôle important dans l’amorçage des ruptures. Les inclusions de titane et les carbures de tatane et de vanadium qui se trouvent dans la matrice de l’acier X60 augmentent la limite élastique de l’acier (meilleur propriétés mécanique à la traction) par contre elles diminuent sa résilience en particulier à basse température.
Il est évident à travers ces essais de résilience que chaque acier a ses propres caractéristiques puisque les courbes o pour les charges (Pmaxet Pyg) en fonction de la température sont différentes.
Dans la plage de transition fragile-ductile, on remarque que la rupture par clivage est précédée par des fortes déformations plastiques, par l’amorçage de la rupture ductile, allant jusqu’à la déchirure des bords de l’éprouvette. Un certain nombre de phénomènes apparaissent:
Plusieurs mécanismes de rupture sont présents simultanément : une rupture fragile instable qui est précédée d'une déchirure ductile stable, plus ou moins étendue, dont l'influence éventuelle sur le déclenchement du clivage n'est pas clairement établie.
Les essais de résilience employés pour quantifier la résistance à la rupture, dépendent de conditions expérimentales comme la vitesse de sollicitation, de l’entaille et aussi de la géométrie des éprouvettes utilisées.
Les observations au MEB des faciès de rupture, notamment les faciès fragiles à basse température dévoilent l’influence des inclusions sur l’amorçage de la rupture. Leur rupture prématurée provoque la concentration de contrainte dans la matrice de l’acier ce qui facilite l’amorçage du clivage fréquent d’y trouver une particule de TiN susceptibles d’amorcer la rupture par clivage. De nombreux articles ont signalé l’effet du titane dans les aciers pour g
Les résultats de ces essais peuvent constituer une base expérimentale de donnée sur laquelle s’appuieront des études de simulation numérique de l’essai de résilience, puisque toute étude de modélisation des essais de résilience est liée étroitement à la nuance d’acier étudié.
RÉFÉRENCES
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La composition chimique de la matrice joue un rôle important dans l’amorçage des ruptures. Les inclusions de titane et les carbures de tatane et de vanadium qui se trouvent dans la augmentent la limite élastique de l’acier propriétés mécanique à la traction) par contre elles
particulier à basse température.
essais de résilience que chaque acier a ses propres caractéristiques puisque les courbes obtenues ) en fonction de la température sont
, on remarque que la rupture par clivage est précédée par des fortes déformations plastiques, par l’amorçage de la rupture ductile, allant jusqu’à la déchirure des bords de l’éprouvette. Un certain nombre de Plusieurs mécanismes de rupture sont présents : une rupture fragile instable qui est précédée d'une déchirure ductile stable, plus ou moins 'influence éventuelle sur le déclenchement du clivage n'est pas clairement établie.
Les essais de résilience employés pour quantifier la résistance à la rupture, dépendent de conditions expérimentales comme la vitesse de sollicitation, de si de la géométrie des éprouvettes
Les observations au MEB des faciès de rupture, notamment les faciès fragiles à basse température dévoilent l’influence des inclusions sur l’amorçage de la rupture. Leur rupture ation de contrainte dans la matrice de l’acier ce qui facilite l’amorçage du clivage. Il est fréquent d’y trouver une particule de TiN susceptibles d’amorcer la rupture par clivage. De nombreux articles ont signalé l’effet du titane dans les aciers pour gazoducs [8-9].
Les résultats de ces essais peuvent constituer une base expérimentale de donnée sur laquelle s’appuieront des études de simulation numérique de l’essai de résilience, puisque toute étude de modélisation des essais de résilience est liée
Bacciarini C. Barbi N. (2008). Essai de flexion par choc sur barreau entaillé (résilience) Ecublens, Mars 2008. Laboratoire polytechnique fédérale de Tanguy B., Besson J., Pineau A. (2003). Contributions pour une meilleure compréhension de l'essai Charpy. Centre des
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