Endommagement et rupture des aciers : science, microstructure, technologie

A.-F. Gourgues-Lorenzon, Centre des Matériaux, MINES ParisTech

A. Dalloz, ArcelorMittal Maizières et Centre des Matériaux, MINES ParisTechD. Rèche, ArcelorMittal Maizières et Centre des Matériaux, MINES ParisTechF. Krajcarz, ArcelorMittal Maizières et Centre des Matériaux, MINES ParisTechF. Tankoua, ArcelorMittal Gand et Centre des Matériaux, MINES ParisTech

• 8 octobre 2015

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Introduction

• De nombreuses applications nécessitent une résistance mécanique élevée ET une bonne aptitude à dissiper de l’énergie par déformation (mise en forme, résistance aux chocs...)

• L’optimisation des deux types de propriétés passe par la compréhension des mécanismes physiques sous-jacents

• Un terrain idéal pour la recherche appliquée, en partenariat avec l’industrie (élaborateurs et utilisateurs)

• Quelques exemples : soudabilité et formabilité des aciers à haute résistance pour l’automobile, résilience des aciers pour gazoducs

Pliage

Résistance à la

rupture fragile

Ténacité de la zone fondue

d’un point soudé

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Démarche

• Une problématique industrielle concrète, à enjeu fort

• Analyse de l’existant, extraction d’une problématique scientifique

• Conception d’expériences analytiques pour tester les hypothèses de mécanismes physiques et déterminer des critères fiables, aussi simples que possible

• Les critères quantitatifs permettent de « vivre avec »

• La compréhension des mécanismes permet d’améliorer les matériaux ou les conditions de mise en œuvre pour « vivre sans »

Essai de ténacité

sur point soudé

Modélisation

d’un essai Charpy

c

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Quelques exemples...

• Découper sans pré-endommager ? Le cas des aciers dual-phase pour l’automobile

• Le pliage : comment résister aux déformations extrêmes...

• Souder sans fragiliser : les aventures d’une zone fondue et leurs conséquences sur la ténacité

• Rupture fragile « déviée » des aciers pour gazoducs : du nouveau sur la « contrainte critique de clivage »

A. Dalloz, A. Pineau, A.F. Gourgues, T. Sturel

F. Krajcarz, A. Pineau, A.F. Gourgues, E. Lucas

D. Rèche, J. Besson, A.F. Gourgues, T. Sturel

F. Tankoua, J. Crépin, A.F. Gourgues, P. Thibaux

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Endommagement par découpe : problématique

• En traction, perte de ductilité jusqu’à 50% du fait des bords découpés

• Aciers d’étude ; dual-phase (ferrite + ~20% de martensite à ~0,4% C)

• L’opération de découpe peut, pour certains aciers à haute résistance, induire une fissuration à partir des bords découpés lors des opérations de mise en forme

Allongement (%)

Con

trai

nte

(MP

a)

Vue de côté : multi-fissuration du bord

découpé après traction

Microstructure

(MEB)Traction sur

bandes

Vue en coupe : fissures peu profondes

(< 150 µm)

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Endommagement par découpe : analyse

• Endommagement progressif des interfaces entre ferrite et martensite, au cours de la déformation : écrouissage, cavitation

Courbe charge-

déplacement

• Caractérisation expérimentale : conception d’un essai de découpe instrumenté et qu’on puisse interrompre

serre-flan

supportMontage

0.3 mmEcrouissage

Rotation de la matière,

fissuration,

endommagement sur

200 µm Zoom : cavitation

Mécanismes : cisaillement

puis rupture

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Endommagement par découpe : mécanique

• Essais sur éprouvettes avec préfissures courtes : longueur critique ~200 µm !

• L’analyse par la mécanique des milieux poreux (rupture ductile) concorde avec les résultats : ductilité et aptitude à la découpe ne font pas forcément bon ménage...

• La zone endommagée se comporte-t-elle comme une préfissure ?

HV10

∆ = 0.45 mmGéométrie de

la zone écrouie

Maillage par

éléments finisTrajet de la

fissure

Contrainte

⊥ tôle

Rôle de « préfissure » de la zone écrouie et

endommagée par la découpe

essai simulation

essai simulation simulation

simulation

essai

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Endommagement par découpe : métallurgie

• Limiter le contraste mécanique entre ferrite et martensite : traitement thermique + caractérisations fines : MET, nano-dureté, nano-SIMS, mesures de C dans la martensite...

• Limiter l’étendue de la zone endommagée : localiser la découpe

Résistance à la traction (MPa)

Aptitude à l’expansion de trou découpé

Traitement 1

Traitement 2

Amélioration du

comportement à la

découpe

brut coupé puis TT

TT puis coupé

bords usinésbords coupés

Fra

ctu

re e

lon

gat

ion

(%)

Non TT

TT

Traction sur

bandes

martensite

ferrite

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Endommagement par découpe : conclusions

• Une meilleure compréhension des mécanismes d’endommagement et de rupture des DP sous fort cisaillement : contraste mécanique entre ferrite et martensite, comportement de la ferrite près des interfaces avec la martensite

• Une meilleure compréhension du procédé de découpe : trajet de la fissure, endommagement de la matière, mode de sollicitation comprenant de la traction

• Une proposition de solution par traitement thermique, industrialisable sur ligne de production

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Aptitude au pliage : problématique

• Pliage en V : flexion sévère --> effet de la microstructure en peau (extrados)

• Acier d’étude : TRIP faiblement allié (ferrite, bainite, austénite résiduelle, martensite dans les bandes ségrégées)

• Relier l’aptitude au pliage (différente selon les tests) à la microstructure

• Pliage sous traction : confinement, rupture instable --> interrompre l’essai !

40µm

long

travers court

Microstructure en

bandes (optique)

Pliage en V Pliage sous traction :

montage instrumenté

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Aptitude au pliage : analyse du pliage en V

• Effet de la position des zones ségrégées / extrados : pliage de tôles rectifiées 2 -> 0,75 mm

instrumentation, modélisation (éléments finis + mécanique des milieux poreux anisotropes)

40 µm

bPoinçon et

éprouvette pliéeAmorçage d’une

micro-fissure

600µm 600µm 600µm 600µm

Ségrégation en intrados :

pas de fissure

Ségrégation à mi-

épaisseur : micro-fissure

Ségrégation à 1/4

épaisseur : fissure

Ségrégation en extrados :

macro-fissure

Courbe charge-

déplacement

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Aptitude au pliage : rupture par pliage en V

• Quelle ductilité de la zone proche des bandes de ségrégation ?

+−+=R

ydt 02/1lnε

• Lien entre épaisseur des bandes, déformation (locale, modèle simple) et endommagement : traction, pliage

Pliage : cavitation sous

l’extrados

Traction

uniaxiale

bande plus dure

0

2

4

6

8

10

12

0 0.2 0.4 0.6

band

thic

knes

s (µ

m) not damaged

damagedlimit

Limit curvefor ε = 0.11

0

2

4

6

8

10

12

0 0.2 0.4 0.6

band

thic

knes

s (µ

m) not damaged

damagedlimit

Limit curvefor ε = 0.11

local max. principal strain

b

at

Ib −

=ε

• Modèle mécanique : le juste niveau de complexité (2D, sans contact, mais tenir compte du chargement cyclique avec le déplacement de la fibre neutre)

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Aptitude au pliage : analyse du pliage sous traction

Montage instrumenté,

essais interrompus

• Mécanismes d’endommagement (essais interrompus ≠ presse industrielle)

- Germination de cavités près des particules de secondes phases dures- Coalescence précoce le long d’une bande de localisation de la déformation- Striction finale entre cette fissure et la surface (extrados)

10µm

Cavitation

Amorçage de

fissure interne

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Aptitude au pliage : analyse du pliage sous traction

0.7

0

Fraction volumique de porositéContrainte équivalente

0.7

0

• Le juste niveau de complexité : modèle 3D, gestion des contacts, écrouissage isotrope

• Interaction entre amorçage de fissure sur ségrégation centrale et localisation de la déformation par striction

0

10

20

30

40

50

60

0 5 10 15 20 25 30

Punch displacement (mm)

Lo

ad (k

N)

experimentsimulation without damagesimulation with damage

Courbe charge-

déplacement du

poinçon

Endommagement

serre-flan

Maillage 3D par

éléments finis

poinçon

tôle

tôle

Localisation de

la déformation

Striction

1100 MPa

0

Observation

expérimentale

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Aptitude au pliage : conclusions

• Mêmes mécanismes dans les deux cas : germination de cavités sur les particules dures

• Caractérisation expérimentale du pliage : essais instrumentés, interrompus

• Analyse mécanique « au juste niveau de complexité » : occurrence et mécanisme de rupture

� critère de cavitation en fonction de la microstructure locale

� paramètre de contrôle : structure en bandes

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Ténacité du point soudé : problématique

• Besoin d’une mesure de ténacité de la zone fondue = f (composition chimique, conditions de soudage)

• > 3000 points soudés sur une caisse en blanc automobile

• Intégrer leur résistance à la rupture en amont pour la conception d’alliages (essais, critères simples)

Zone fondue

Pointe d’entaille

500 µm

Coupe d’un

point soudé

Tôle 1

Tôle 2

www.oit.doe.gov/expo/lkavanagh

BIW• Rupture interfaciale ou déboutonnage ?

1 mm

Morceau de tôle 1

Modes de rupture (vus de dessus)

Interfaciale Partiellement

interfaciale

Par

déboutonnage

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Ténacité du point soudé : analyse

• Trois aciers d’étude, zone fondue martensite/bainite (F) ou martensite (D, T)

• Développement d’un essai de traction sur double U

c

métal de base

zone fondue

concentration des contraintes d’ouverture

Schéma de

l’essai

• Conditions de soudage fixées (bas de domaine) : zone soudée par diffusion = préfissure

C [wt%] Mn [wt%] Si [wt%] YS [MPa] TS [MPa]

0.15 0.68 0.01 380 505

0.15 1.90 0.21 510 780

0.19 1.71 1.68 540 820

FDT

Acier T: martensite (500 HV0.5)

Matériaux

d’étude

Microstructure

de la zone

fondue

Légende de

la photo

• Mécanique linéaire de la rupture : KI = f(∆a) (modèles analytiques)--> ténacité KIc(2%) à l’amorçage (2% de perte de surface portante)

Suivi de la

fissure

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Ténacité du point soudé : métallurgie

T (°C)-200 -100 0 100

10

0

8

2

6

4

Maximal LoadLoad at crack initiation

fragile mixte ductile

Ch

arg

e (k

N)

20

40

60

80

100

-200 -100 0 100 200

Série1

• Mise en évidence d’une transition ductile-fragile en KIc(2%) et en mode de rupture

KIc

(2%

)(M

Pa√

m)

T (°C)

KIc

fragile mixte ductile

0°C: rupture fragile par clivage, grandes facettes de clivage (gros grains γ)

+120°C: rupture ductile < phosphures fins (micro-ségrégation de solidification)

5 µm

spectre d’analyse

X

20 µm

• Identification des mécanismes de rupture fragile et ductile

Zone soudée par diffusion (préfissure))

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Ténacité du point soudé : mécanique

Prédiction de la rupture ductile

Steel D: experiment Steel D: model

Steel F: experiment Steel F: model

Régions ductiles :

J c(k

J.m

-2)

Acier F

Acier D

20-200 -100 0 100 T (°C)0

5

10

15

20

25

Prédiction de la rupture ductile

D

F

DF

• Porosité initiale : à partir de la distribution de sulfures / phosphures interdendritiques

• Critère de Rice-Tracey (croissance critique) sur une distance critique (fractographie)

• Une tension hydrostatique élevée : étirage // tôle (géométrie de l’essai)

• Bonne prédiction de la ténacité pour l’acier D. Acier F : manque de données à haute T

(R/R0)c ~ 2

• Rupture par clivage : (pilotage par la taille de la zone plastique (cas atypique)

• Comportement élastoplastique : :modèle identifié sur essais sur éprouvettes traitées thermiquement (Gleeble)

-142°C-120°C-80°C-40°C0°C24°C85°C

Acier D, refroidissement héliumσ (MPa)

1800

800

1200

1600

600

1000

1400

0 0.05 0.10 εp

Comportement élastoplastique : simulations

Gleeble

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Ténacité du point soudé : conclusions

• Mise en évidence d’une transition ductile-fragile en ténacité de la zone fondue

• Forte triaxialité des contraintes en pointe de préfissure (étirage dans le plan de la tôle)

� croissance rapide des cavités � ténacité limitée dans le domaine ductile� très petite zone plastique � pas d’approche simple possible en clivage

• Rupture ductile : germination des cavités sur fins sulfures / phosphures hérités de la solidification

� fort effet de la chimie de l’acier et des conditions de ségrégation� quel post-traitement pendant le cycle de soudage pour limiter les ségrégations ?

• Rupture par clivage : grandes facettes du fait de gros grains de solidification

� améliorer les conditions de solidification� éviter de solidifier en austénite (pas évident sur les hautes teneurs en C)

• Détermination de la ténacité de la zone fondue indépendamment du métal de base

� essai utilisable dès le début du développement (nécessite la composition chimique mais pas la microstructure du métal de base)

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Rupture fragile anisotrope : problématique

• Différentes échelles : éclatement échelle 1 > choc Battelle > choc Charpy, ténacité

• L’acier doit arrêter les fissures fragiles (clivage) aux températures de service

• Apparition, pour les grades les plus résistants, obtenus par laminage « thermomécanique », de ruptures fragiles hors plan : délaminage, rupture fragile en biseau ⊥ « plan θ ». Si > 15% de la surface de rupture : acier non conforme

Zones fragiles

travers court (ND)

laminage (RD)

entaille

talon

Zone observée

• Démarche :- Quantifier l’anisotropie en rupture fragile (contrainte critique de clivage)- Etablir le lien avec la microstructure- Etablir le lien avec la rupture hors plan

40°

TD

NDRD

• Ces ruptures sont difficiles à anticiper à l’aide du choc Charpy

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Rupture fragile anisotrope : analyse

• Comportement élastoplastique anisotrope déterminé expérimentalement

• Détermination des contraintes critiques de clivage sur éprouvettes entaillées spécifiques- Essais dans l’azote liquide (plastification négligeable)

Microstructure

(MEB)

Contrainte critique de

clivage (-196°C)

ND

RD

• Pas de rupture en biseau sur Battelle testées // RD : effet de microstructure

18 m

m

ND : 2200 ± 50 MPa

BTD : 2000 ± 50 MPa RD : 2400 ± 50 MPa

TD ≥ 2500 ± 50 MPa

• Ces valeurs de contrainte sont trop élevées pour prédire numériquement la rupture fragile en biseau (facteur > 2)

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Rupture fragile anisotrope : métallurgie

• Concept de facette de clivage potentielle : zone « bien orientée » (20° de {001}), « sans forte désorientation interne » (joints < 10°)

• Microtexture perpendiculaires aux 4 directions de sollicitation

Cartographie EBSD (grande

dimension, pas fin)

Direction de sollicitation

étudiée

• Les facettes potentielles correspondent aux plus gros grains, de composante cube tourné• L’anisotropie de microtexture est corrélée à celle de contrainte critique de clivage à froid

2000 MPa

2200 MPa 2400 MPa

> 2500 MPa

Le concept de facette

potentielle de clivage

Facettes potentielles... et sensibilité réelle au clivage

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Rupture fragile anisotrope : microstructure ?

• Normalisation + trempe + revenu : matériau ~isotrope : supprime le délaminage

• Prédéformation à froid : déformation des facettes potentielles (texture stable), écrouissage : augmentent la sensibilité au délaminage

• Modifier la texture pour modifier la sensibilité au délaminage

RD à réception

BTDà réception

NDà réception

NDprédéformé

Représentation de type

Griffith de la sensibilité

au clivageC

ontr

aint

e cr

itiqu

e de

cliv

age

à -1

96°C

(M

Pa)

1 / (taille de facette)1/2 (µm-0,5)

Rupture « en

étoile » après

trempe-revenu

La déformation d’une éprouvette AE initialement isotrope produit un clivage secondaire « en étoile »

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Rupture fragile anisotrope : conclusions

• La corrélation Charpy-Battelle tient en grande partie à la rupture fragile en biseau, plus facile sur Battelle (ligament long)

• La rupture fragile hors plan dépend également du niveau de déformation plastique, qui modifie la microtexture donc l’anisotropie de la sensibilité au clivage

• La « contrainte critique de clivage » n’est pas unique : si on élève la température, on élève le niveau de déformation plastique avant clivage (sur éprouvette entaillée, Charpy...)

� la variation de géométrie des facettes (texture stable) rend comptede ~50% de l’effet observé dans l’acier étudié

• Anisotropie de sensibilité au clivage (à froid) corrélée à la microtexture (facettes potentielles de clivage)

� fort lien entre rupture fragile hors plan et microtexture issue du laminage à chaud

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Conclusions

• Faire de la science : alliages industriels ou matériaux « modèles » ?

• La microstructure, point clé pour relier comportement en service (problématique technologique) et mécanismes physiques sous-jacents (problématiques scientifiques)

• Analyse « au juste niveau de complexité »

� variété, richesse de microstructures des aciers� transposition des démarches (ex. approche locale de la rupture)

� les deux !!!

� essais expérimentaux spécifiques mais simples, en fonction des phénomènes à étudier et de leur impact sur la conception de nouveaux aciers

� modélisation : fiable... mais faisable ! (du point de vue de l’expérimentateur...)

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Références

D. Rèche et coll., Int. J. Mech. Sci. 57 (2012), 43-53

F. Krajcarz, Relations quantitatives entre la composition chimique, les transformations métallurgiques et la ténacité de zones fondues de points soudés faits d’aciers à très haute résistance, thèse de doctorat, MINES ParisTech, 2013.

A. Dalloz, Étude de l'endommagement par la découpe des aciers dual phase pour application automobile, thèse de doctorat, MINES ParisTech, 2007.http://tel.archives-ouvertes.fr/tel-00260080

F. Tankoua et coll., Mechanics and Industry, 15 (2014), 45-50

F. Tankoua et coll., Proc. ECF20, Procedia Mater. Eng. 3 (2014), 1149-1154

A. Dalloz et coll., Eng. Fract. Mech. 76 (2009), 1411-1424

D. Rèche et coll., Mater. Sci. Eng. A528 (2011), 5241-5250

F. Tankoua, Transition ductile-fragile des aciers pour gazoducs : étude quantitative des ruptures fragiles hors plan et corrélation à l’anisotropie de microtexture, thèse de doctorat, MINES ParisTech, 2015. https://pastel.archives-ouvertes.fr/tel-01212488

D. Rèche, Relations entre microstructure et aptitude au pliage des aciers à très haute résistance pour application automobile, thèse de doctorat, MINES ParisTech, 2011.http://pastel.archives-ouvertes.fr/pastel-00973376

F. Krajcarz et coll., Int. J. Fract. 181 (2013), 209-226

F. Krajcarz et coll., Proc. ICF 13, http://www.icfweb.org/icf13-china-2013

••

•www.mat.mines-paristech.fr