/tto)q COMMISSION DES COM MU NAUT.ËS EURO PËEN NES COMMUNAUTË EUROPËENNE DU CHARBON ET DE L'ACIER

f

recueil de recherches « acier»

1975

PROPRIÉTÉS D'EMPLOI DES ACIERS

SOUDABILITÉ DES ACIERS Partie C: Recherches sur la soudabilité

et le soudage des aciers à haute résistance trempés et revenus

EUR. 5305 f (3. Vol.)

AVERTISSEMENT

Aux termes de l'article 55, alinéa 2 c, du traité instituant la Commu­nauté européenne du charbon et de l'acier, la Commission encourage la recherche intéressant le charbon et l'acier, notamment en accordant des aides financières. La présente brochure rend compte de l'exécution et des résultats de l'un de ces projets de recherche.

En conséquence du traité de fusion du 8 avril 1965, la Commission unique des Communautés européennes exerce les pouvoirs et les compétences dévolus à l'ex-Haute Autorité de la Communauté Euro­péenne du Charbon et de l'Acier (CECA).

Le présent document a été élaboré sous les auspices de la Commission des Communautés européennes.

Il est précisé que la Commission des Communautés européennes, ses contractants, ou toute personne agissant en leur nom :

- ne garantissent pas l'exactitude ou le caractère complet des informations contenues dans ce document, ni que l'utilisation d'une information, d'un équipement, d'une méthode ou d'un procédé quelconque décrits dans le présent document ne porte pas atteinte à des droits privatifs ;

- n'assument aucune responsabilité pour les dommages qui pourraient résulter de l'utilisation d'informations, d'équipements, de méthodes ou procédés décrits dans le présent document.

COMMISSION DES COMMUNAUTÉS EUROPÉENNES Direction générale «Affaires industrielles et technologiques»

PROPRIÉTÉS D'EMPLOI DES ACIERS

SOUDABILITE DES ACIERS

PARTIE C: RECHERCHES SUR LA SOUDABILITt: ET LE SOUDAGE DES ACIERS A HAUTE RÉSISTANCE

TREMPÉS ET REVENUS

1975

INSTITUT DE SOUDURE Paris

Convention N° 6210-55/3/230

(1.9.1970 - 31.8.1972)

RAPPORT FINAL

Edité par la Direction Générale Information Scientifique et Technique et Gestion de l'Information

EUR 5305 f (3ème Vol.)

RÉSUMÉ

Dans le cadre de cette recherche, portant sur un certain nombre d'échantillons d'aciers trempés et revenus faiblement alliés ou non alliés, on a procédé aux investigations sui­vantes:

1) Détermination des diagrammes de transformation au refroidissement continu par analyse « in situ » sur implants.

2) Détermination des diagrammes de fissuration à froid sur implants. 3) Essais de fissuration sur soudures auto-bridées à l'état normalisé et à l'état trempé

et revenu. 4) Essais de traction par choc sur implants fissurés. 5) Essais de fissuration au réchauffage.

Les essais 1, 2, 3 et 5 ont été pratiqués au moyen de méthodes mises au point à l'occasion d'autres études. L'essai no 4 de traction par choc sur implant fissuré a été développé à l'occasion de la présente étude.

Les diagrammes de transformation et de fissuration montrent que les aciers trempés et revenus, faiblement alliés, doivent être soudés avec précaution, cependant que les produits relativement minces, qui peuvent être élaborés en aciers non alliés, ne posent pas de problème à cet égard.

L'influence de l'état trempé et revenu sur le risque de fissuration à froid n'a pas pu être complètement élucidé par essais de soudures autobridées, mais il semble qu'à compo­sition chimique identique, l'état trempé et revenu appelle plus de précautions que l'état normalisé.

La mise au point d'une technique d'essais de choc sur implants fissurés a fait appa­raître, pour les échantillons expérimentés, une sensibilité assez faible des zones thermique­ment affectées à l'amorçage de ruptures au niveau des fissures à froid. Ce résultat devra être vérifié pour d'autres nuances.

Enfin, la sensibilité à la fissuration au réchauffage peut être évaluée, pour des zones thermiquement affectées réelles, au moyen de l'essai de relaxation différentielle sur double implant.

- 3 -

TABLE DES Y~TIERES,

1. Introduction

2. Nuances d'aciers soumis aux essais

3. Teclmiques d'investigation

4. Résultats des essais et commentaires

5. Résumé et conclusions

An!lexe I

Annexe II

Annexe III

5

6

9

21

34

39

49

61

- 5 -

UCHERCHES SUR LA SOUDABI LITE ET LE

SOUDAGE DES ACIERS A HAUTE RESISTANCE

TREMPES ET REVENUS

1. - INTRODUCTION -

~ana le cadre dea recherches organisêes par la Communaut4

eur la 1oudabilit~ dea acier1, la convention 6210-55/0/11, qui

associe le Centre de Recherches ~ta11urg1quea de Llàge et

l'Inetitut de Soudure de Paria, concerne d'une part le comporte­

ment de l'acter aux aollicitations dans l'êpaiaaeur aoua l'effet

de liaisons effectu,ea par soudage, d'autre part la aoudab11tt•

et le eoudage dea aciera A haute r6sistance trempfa et revenue.

Le prfaent rapport concerne la contribution de l'Inatitut de

Soudure l cette dernière recherche, au financement de laquelle

le Centre d'Etudes Techniques de la Mêcanique (CETIM) s'est &llO­

ciE.

Les aciera trempfa et revenue peuvent être, selon leur

4paiaaeur et les propriêtfl via,aa, aoit des aciera faiblement

alli'• de maniàre à. ltre aisément trempanta, même en forte êpaia­

eeur, soit en acier non alllê ei l'épaisaeur est assez faible

pour obtenir une treœpe l coeur par refroidissement rapide. Lea

aciera de la pr-ière cat4gorie, c 1eat-l-dire les aciera trempatta,

posent un problème de 1oudabilité en ce qui concerne le compor­

tement du aétal de baae, du fait de la trempe et du riaque de

fissuration l froid associE l la diffu~ de l'hydrogtne. Lea

aciera de la deuxième catfgorie ne devraient pas ltre auaai aen­

aiblea l ce phfnomène, mêae ai on les aoude avec une faible

•nergie, pour 'viter un edouciaaament exceaaif au voisinage dea

jointe. Le problème de la tranaformation due au soudage et de la

fia~uration aaaoci6e l la trempe et l l'hydrogène a donc 6té au

centre de la pr•••nte recherche. Cee deux aapecta ont ft' abor­

d'• par la technique dea implanta.

• • • 1 •• •

- 6 -

De plue, e'agiseant d'acier trempf et revenu, 11 convenait

de chercher l eavoir si les caractéristiques de traction du m'tal

de baee jouent un rele via-l-vis de la fissuration l froid. La

-'thode des implanta •tant incapable de rfpondre l cette question,

on a mie au programme une campagne d'essais sur éprouvettes auto­

bridfes du type CTS et TEKKEN.

D'autre part, puisque, du fait de la nature de l'acier, le

risque de fiasuration l froid est important, on a cherché l appré­

cier le rele que peut jouer une fissure en tant qu'amorce de cas­

lure sous l'effet d'une sollicitation de traction. A cet effet, on

a poursuivi la mise au point d'une méthode d'essaie de rupture eur

implanta pr6-fiasurfs.

Enfin, le problème de la fissuration au rêchauffage ayant

étf mentionné dans le programme, on a étudié, l ce point de vue,

l'un dea aciers expêrimentfl par la méthode de relaxation différen­

tielle eur double implant.

2. - NUANCES D 1 ACIERS SOUMIS AUX ESSAIS -

On trouvera au Tableau 1 les analyses chimique• de l'eneembLe

dea nuances qui ont ftf eoumises aux essais. Il convient de noter, l

ce propoa, que l'on a'eet heurtf l de grandes difficultés d'approvi­

sionnement, certains échantillons n'ayant fté fournis qu'en très peti­

tes diaen1iona, ai bien que l'exp4rimentation a dO être l~it6e.

Le tableau fait apparattre que la plupart des eaaaie ont

eoncernf des acier• faiblement allifa. Seule, les fchantillone LJ, LX

et E 45 sont d4pourvua d'fl'-enta d'alliage. ils ont d'ailleurs 'tf

livrfs en faible 4paisseur. A signaler auesi l'acier MA qui est un

acier au cuivre l durciea ... nt atructural et dont le comport~nt l

la fissuration l froid eat ·d'ailleura tout l fait remarquable.

L'usage qui a 't' fait de cee divera 4chant1llona eat d•taillf

au Tableau II et aera comment' dana la rubrique suivante •

• • • 1 • ••

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- 9 -

3. - TECHNIQUES D'lNVESTtGATION -

3.1 -Rappel sur la dêterœination dea diagrammes TRC et dea

diagrammes de fissuration l froid.

Pour ftudier les caractêrietiquea de tranaformation des

acier• expfrimentêe, on a poursuivi l'exp,rimentation de la mêthode

d'analyee thermique "in aitu" par d'rivation, dana lea mêmee condi­

tions que dana la recherche précédente (cf. rapport final, conven­

tion n° 6210-41 "Esaaia pratiques par la méthode dea implante").

Chaque diagramae de transformation a été établi l partir d'~planta

placée dana dea tGlee supporta de 20 mm d'fpai11eur, pour des teœp1

de refroidissement allant juaqu'l 50 secondes, ce qui rend compte ,

pratiquement, de toutes les condition• de soudage sana pr,chauffage

en ce qui concerne l'énergie, ainsi que de l'effet da pr,chauffage.

Le• diagramme• obtenus, qui seront commentés dana le chapitre tui­

vant, peuvent être interpr~tés en termes d'énergie et de température

de préchauffage au moyen dea abaque• qui lea prêcèdent, dana

1 'Annexe I.

Chaque dêtermination du diagramme de transformation au

refroidissement continu a 6tê complêtée par un examen aftallographique

et par la mesure de la dureté maximale aou• cordon. De la aorte, lea

diagrammes de transformation prfaentês dans l'Annexe 1 tont accoapa­

gnfa dea aspecta micrographiques let plus caractêriatiquea et coapo~

la courbe duret' maximale de temps de refroidissement.

Les diagramme• de fissuration l froid, expri.6a en terme•

de contrainte de fieauration fonction du tempe de-rafroidiaaement ,

ont êt' auaai êtablia par la technique d'Jl utiliafe dana la prfcf­

dente recherche. Pour chacun dea aciera dont la courbe eat donn'e

dana l'Annexe II, on a dresa• la courbe complète de fieauration l

froid jusqu'l de• temps de refroidissement de l'ordre de 20 l 25

secondee. Ceci a parfoia nfceaait' la mise en oeuvre de t~lea eup­

porta .. 10 sm d'fpalaaeur, pour prendre la relal1 dea tGlea de

20 .. , sana faire intervenir de pr,ehau~fage. Pour certaine fchantil·

lona, on a auaai d•t•radn• lea courbet de rupture car l'•cart entre

laa contrainte• de fissuration et de rupture donne une infor.ation

int,reaaante aur la fragilit' de la zone ther.iqu ... nt affectée •

• • • 1 • .•

- 10 -

Dans tous les cas, on a soud~ avec des électrodes enrobées

basiques, préalablement traitées à 350°, Pour les aciers LI et L\~, on

a complét~ ces informations par quelques points concernant le soudage

MAG, c'est-à-dire à l'arc court sous C02 ;·pour les mêmes aciers, on

a fait intervenir aussi un préchauffage à lSOc.

Les essais entrepris ayant pour objet de comparer entre eux

les aciers expérimentés et non pas de mettre au point le mode opéra­

toire de leur soudage, on a pu déterminer les conditions de température

et temps de post-chauffage. D'ailleurs, pour plusieurs nuances, on ne

disposait pas de l'échantillonnage nécessaire à une expérimentation très

poussée.

3.2 -Essais de soudure auto-bridée.

Comme indiqué dans l'introduction, on peut se demander si,

en matière de fissuration à froid, la soudabilité est ou non influencée,

à composition chimique égale, par l'état initial du métal de base. Cet

état initial (normalisé d'une part et trempé et revenu d'autre part)

est, en effet, susceptible, par l'intermédiaire de la limite d'élasti­

cité, d'accroitre la contrainte due au bridage, pour une rigidité donnée

d'assemblage. Or, les essais de fissuration sur implants·, aussi intérea­

sants et quantitatifs qu'ils soient, fournissent une contrainte de fis­

suration qui ne dépend que de la teneur en hydrogène du métal fondu et

de la structure de la Zd'ne thermiquement affectée. Autrement dit, une

série d'essais sur implants fournit les m2mes résultats, à composition

chimique égale, quelque soit l'état initial du métal de base. Pour se

faire une opinion sur le problème posé, il faut donc faire appel à des

soudures réelles, par exemple, à des essais de soudures auto-bridées.

On a donc, tout au ~oins pour les aciers LI et LW, mis en

oeuvre des essais du type CTS et TEKKE~. Pour l'acier LT, on a expéri­

menté seulement l'état trempé et revenu, mour mettre les résultats en

relation avec ceux des essais sur implants. Quant à l'acier Lt~, il a

été expérimenté au moyen des deux essais CTS et TEKKEN, à l'état norma­

lisé et à l'ét•t trempé et revenu.

. .. 1 . •.

· Il -

3.3 -Essais de traction par choc sur êprouvettes pr4-fissurées -

3.3.1 -Rappel des travaux antérieurs : A l'occasion d'une

étude précédente, faite pour le compte de la Délégation Générale

l la Recherche Scientifique et Technique, on avait entamé une

exp,rimentation tendant à évaluer le rOle joué par les fissures

à froid vis-à-vis du risque de rupture. Posé en d'autres· termes,

le problème consistait à rechercher, par une méthode d'essai

appropriée, la nocivité des fissures pré-existantes dans les as­

semblages soudés, que ces fissures se trouvent dans le contexte

structural qui leur a donné naissance (dans une zone thermiquement

affectée non transformée) ou qu'elles affectent une zone ultérieu­

rement modifiée (soudure en plusieurs passes ou soudure traitée)

Puisque, par la méthode des implants, on disposait d'un moyen

de ·produire à volon té des fissures, on a cherché .à transformer un

implant fissuré en éprouvette d'essai de rupture. En raison de la

simplicité du dispositif n~eessaire, on a commencé par traiter

l'implant fissuré comme une éprouvette de traction statique. Malheu­

reusement, on s'est rapidement rendu compte que, si la rupture sur

implant fissuré s'amorçait effectivement dans la zone thermiquement

affectée, au niveau de l'entaille, elle ne tardait pas à dévier pour

progresser dans la zone fondue. Cette succession de phénomènes n'ap-'--

paraissait pas sur le diagramme de traction, de sorte qu'il n•a pas

~té possible de tirer des résultats obtenus, une information sur la

sensibil~té des structures fissurdea à froid, à l'amorçage des rup­

tures au niveau des fissures. Cependant, on a déjà pu constater, lors

de cette étude prêliminaire, que l'essai de traction provoquait bien

souvent une striction de l'implant dans le métal de base, malgré la

présence d'une fissure dans la zone thermiquement affectée. Ces

résultats constituaient un encouragement à poursuivre l'étude du

rôle des fissures ; c'est ce qui a été fait sous la forme d'un essai

de traction par choc sur éprouvette pré-fissuré~.

3.3.2 - Forme et préparation des éprouvettes : L'éprouvette

d'essai de traction par choc après fissuration a la forme décrite

par la Figure 1. Il s'agit simplement d'un implant dont la partie

... 1 . .•

- 12 -

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- 1 3 -

calibrée au diamètre de 8 mm correspond, entaille comprise, à l'im­

plant classique de fissuration à froid. C'est cette partie qui est

introduite dans la tôle support, de telle sorte que son extrémité

subisse le cycle thermique provoqué par le dépOt d'un cordon de sou­

dure, l'entaille se trouvant dans la zone thermiquement affectée.

Pour permettre la mise en place ultérieure dans le dispositif d'essai

de traction par choc, on a ménagé une tête de 12 mm de diamètre,

filetée sur une largeur de 20 mm.

Pour préparer une éprouvette fissurée, on procède

comme pour un essai habituel de fissuration à froid, en utilisant

la machine d'essai illustrée par la Figure 2, dans laquelle l'effort

est fourni et contrôlé par un soufflet de dilatation fonctionnant

en vérin pneumatique. Connaissant la contrainte de rupture corres­

pondant au temps de refroidissement in_tervenant lors du soudage, on

règle le_vérin de cette contrainte et on surveille le processus de

fissuration par l'émission acoustique. On sait en effet, d'après les

travaux antérieurs, que l'amorçage de la fissure ne se manifeste par

aucune émission acoustique sensible, alors que la propagation condui­

sant à la rupture fournit une émission intense. Il s~ffit donc,

lorsque l'émission a lieu, de relaxer l'effort appliqué à l'implant

en supprimant la pression dans le vérin. On est alors sOr de dispo­

ser d'une éprouvette fissurée et, avec un peu d'entratnement, on peut

obtenir un pourcentage de fissuration pré-déterminé. Pour interpr~ter

les résultats de l'essai de traction par choc, il faut- être capable

d'apprécier ce pou~centage de fissuration. On peut rendre cette opé­

ration possible en procédant, après l'opération qui vient d'être

décrite, à un traitement à 250° qui, en même temps qu'il provoque

le dégazage, assure une coloration suffisante de la partie fissurée

cette coloration permettra de mesurer le pourcentage de fissuration

sur la cassure, après l'essai de rupture. La Figure 3 donne un

exemple d'une telle affirmation.

3.3.3 -Essais de traction par choc : L'éprouvette de traction

par choc se présente comme l'indique la Figure 4 ; elle est pr~levée

par découp~ge, dans la tOle support d'un parallèlipipède de 38 x 19 x

e mm, e étant l'épaisseur de la tôle support, fixée à 20 mm dans nos

essais. Ces dimensions ont été choisies pour permettre la mise en

- 14 -

- 15 -

Figure 3

Figure 4

- 16 -

place de l'implant à fa partie inférieure de la trpjectoire du mouton,

ce dernier étant équipé d'un double couteau, muni de jauges de contrai~e

permettant d'établir, au moment de l'essai, une courbe effort-temps

enregistrée sur un oscilloscope à mémoire. La Figure 5 illustre le

dispositif ainsi mis en oeuvre.

Il a été nécessaire, en effet, de faire appel au mouton

instrumenté, car le critère d'énergie ne donnait pas suffisamment de

renseignements, soit parce que, comme indiqué plus haut, la fissure

déviait dans la zone fondue, soit aussi parce qu'une striction appa­

rais·sait dans la queue de 1 'implant, en plein métal de base. Il fal­

lait donc être capable d'analyser, sur les courbes effort-temps,

l'amorçage même de la cassure. L'instrumentation du mouton et son

adaptation à l'essai de traction par choc ont été réalisés à l'occa­

sion de la prEsente étude.

Pour évaluer l'effet des fissures sur ces amorçages,

on a opéré, soit sur implant fissuré (mais rappelons-le, entaillé

dans la zone thermiquement affectée), soit sur implant non fissuré;

on trouvera à la Figure 6 un exemple de diagramme effort-temps enre­

gistré.

3.4 - E$sais de fissuration au réchauffage -

Comme indiqu~ plus haut, on a procédé, pour l'un des

aciers expérimentés, à l'essai de fissuration au réchauffage par la

méthode de relaxation différentielle sur double implant. L'appareillage

correspondant, qui a été mis au point et développé à l'occasion

d'autres études, est décrit par les Figures 7 et 8. Le double implant

résulte de la nécessité de compenser la dilatation thermique, puisque

le principe de la mesure consiste à suivre la déformation de l'implant

chargé. Plusieurs déterminations sont nécessaires pour obtenir le

résultat recherché, à savoir : la valeur de la contrainte maximale

initiale, que l'on peut appliquer à l'implant chargé, avant de lui

faire subir le traitement thermique de relaxation. La technique d'essai

utilisée permet d'imiter la réalitf des phénomènes, en ce sens que

la relaxation porte sur une ~prouvette composite et non pas sur une

éprouvette homogène comme c'est le cas pour les essais sur ~prouvettes

de simulation.

. .. 1 . ..

- 17 -

Figure 5

- 18 -

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Ad.

Réservoir

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Figure 7

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Guide

~---------_inférie_ur

asservie

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Verin ~umatigUfi!.

- 20 -

Figure 8

- 21 -

4. - RESULTATS DES ESSAIS ET CO}fMENTAIRES -

4. l - Diagrammes de transformation au refroidissement continu

et de fissuration à froid -

On trouvera ci-joints, en Annexe I, les diagrammes de

transformation au refroidissement continu, qui ont été établis à

l'occasion de la présente étude et, en Annexe II, les diagrammes de

fissuration à froid.

Comme indiqué plus haut, on n'a disposé que d'une faible

quantité d'acier non allié, livré à l'état trempé et revenu. Seuls ,

les aciers LJ et LX s'apparentent à cette catégorie.

L'acier LJ, expérimenté à l'état brut de trempe, a un

diagramme de transformation dépourvu de martensite et une dureté sous

cordon faible, ceci grâce à une teneur en carbone très basse. Il n'y

a donc pas lieu de s'étonner,de la position de la courbe de fissura­

tion relative à ces aciers, dans le cas d'un soudage avec électrodes

basiques sèches.

Dès que la teneur en carbone augmente, comme c'est le cas

pour l'acier LX, qui contient par ailleurs un peu de cuivre et de

molybdène, la possibilité d'une transformation martensitique apparatt,

jusqu'à un temps de refroidissement de 10 secondes et la dureté maxi­

male sous cordon se trouve affectée. Ceci va de pair avec une réduc­

tion de la contrainte de fissuration à froid, mais le comportement de

ces aciers est du même ordre que celui d'un acier 52 normalisé.L'acier

E 45 n'est, en fait, pas un acier trempé et revenu, mais ses courbes

de transformation et de fissuration sont données en Annexe parce qu'il

a servi à la mise au point de la technique d'essais de choc sur im~

plants fissurés.

Les autres nuances expérimentées sont plus ou mains trem­

pantes, comme le montre en Annexe I la collection des diagrammes re­

latifs aux aciers LH, LI, LK, LY, LW et LZ.

Les temps de refroidissement martensitiques s'étendent de

22 secondes pour LZ jusqu'à plus de 30 secondes pour LY. De plus, la

transformation devient p~rement martensitique au dessous de 20 s~on~

pour LH, LI, LK et LW, au dessous de 15 secondes pour L! et LZ. Cette

particularité, associée à une teneur en carbone toujours supérieure

.... 1 . ..

- 22 -

à 0,14 ou 0,15, explique la sensibilité systématique à la fissura­

tion à froid : les contraintes de fissuration sont toujours infé­

rieures à lOO N/mm2.

Pour deux de ces aciers, à savoir LI, LW, on a pu

constater que le soudage à l'arc sous C02 , avec arc court, ~liore

la situation puisque la contrainte de fissuration atteint 170 N/mm2

pour le premier et 220 pour ~e second, p~ur des temps de refroidis­

sement de ·1 'ordre de 10 secondes. 11 n'en res te pas moins que la

sensibilité reste importante et que les aciers de cette nature doivent

être soudés avec précaution, en faisant intervenir un pr~chauffage et

un post-chauffage.

L'acier MA, qui n'a étf ~pprovisionnf_ qu'l la fin de

l'étude, correspond à une autre formule puisque l'élévation dea pro­

priétés de traction est due à un effet de durcissement structural.

Comme le montre la courbe correspondante, il n'a pas êté possible

d'obtenir la fissur•tion à froid lors du soudage avec 'lectrodea

basiques. Il y a là une indication très intéressante.

En conclusion, on peut dire que du point de vue de la

trempe en soudage et du risque associé de fissuration à froid, trois

classes d'acier trempés et revenus peuvent se présenter :

a) - Aciers non alliés qui ne peuvent être obtenus, à

l'état trempé et revenu, que sous forme de produits relativement .

minces et dont la soudabilité, mesurée par essais sur implanta,

n'apparatt pas différente de celle des aciers de même nuance, livrés

à l'état normalisé.

b) -Aciers faiblement alliés, trempant&, permettant

1 'obtention de 1 'état trempé pour dea produi ta épais t.eur compor.­

tement en soudage est dêterminé -par la fragilisation à l'hydrogène

de leur martensite.Ils doivent donc être soudés avec les précautions correspondantes.

c) - Les aciers à bas carbone, pour lesquels la dureté

est obtenue par un mécanisme de durcissement structural : pour de

tels aciers, il ne semble pas y avoir de_ risque de fissuration à

froid.

. •• 1 • .•

- 23 -

4.2 - Essais de soudures auto-bridées -

Les essais de soudures auto-bridées CTS et TEKKEN ont été.

entrepris pour tenter d'apprécier l'influence, l composition 'sale,

de l'état de traitement du métal de base, via-l-vie de la sensibilité

à la fissuration à froid.

Les deux aciers expérimentés ont été mis en oeuvre dans

les états suivants :

LI, état trempé et revenu (600°) Rm • 848 N/mm2

Re • 785 N/mm2

A% • 19,5

LW, état A,trempé et revenu (550°) Rm a 1048 N/rœn2

Re = 995 N/an2

A% = 16,15

état B,normalisé à 920° et revenu à 670°

Rm a 753 N/nm2

Re a 625 N/mm2

Les résultats des essais CTS et TEKKEN sont donnés dans

les tableaux III, IV et V ci-joints.

Pour ce qui est de l'essai CTS exécuté à froid, on conaab!

que la fissuration se produit, pour les deux états, en zone de trans­

formation pour les énergies les plus élevées et en zone fondue pour

les énergies les plus faibles. Si on se réfère aux mesuree antfrieunes

relatives à la sévérité de l'esaai CTS, effectuées dans le cadre du

deuxième programme collectif, on comprend ces résultats ; en partic~er,

la non fissuration en zone thermiquement affectée pour les petits cor­

dons, s'explique par le faible niveau de contrainte réalisé dans l'es­

sai CTS. En toua cas, l'essai CTS pratiqué à froid ne permet pas d'appré­

cier l'influence de l'état de traitement du métal de base.

Le Tableau IV, qui fournit les résultats de l'essai CTS avec

préchauffage, ne permet pas une meilleure discrimination car on sup­

prime aisément la fissuration par un préchauffage à 80 ou 100° pour

l'acier LW,'. quel que soit l'état de traitement. Il faut d'ailleurs

reconnattre que la masse calorifique de l'éprouvette CTS est un peu

faible, si bien que le préchauffage a un effet considérable.

- 24 -

TABLEAU III

Résultats d'essais CTS à froid

{Electrode ND 70 e 30 mm)

Energie Position

kj/cm ZF !

ZTA

Acier LI 10 NF NF

17,5 F F

35 NF F

Acier LW 10 F NF

état A 20 NF F

30 NF F

Acier LW 10 F NF

état B 15 NF F

30 F (peu) F

Acier LI

Acier LW

état A

Acier LW

état B

- 25 -

TABLEAU IV

Résultats d'essais CTS

avec préchauffage

Energie

kj/cm

15,5

17,1

20

15

20

Préchauffage

minimal

Emplacement r

ZF l ZTA

NF F

NF NF

NF

NF NF

NF r

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- 27 -

En ce qui concerne les essais TEKKEN, on n'a paa r•uaei, quelle que

soit l'électrode utilis~e, ND 70 l haute rêaiatanee ou OK 4830, plua

douce, à éviter la fissuration dans._la aone fondue, lora du .oudage l

froid. De ce fait, on ne pouvait paa diatinguer l'influence de l'êtat

du métal de base.

Lorsqu'on fait intervenir le prêehauffage et le post-chauf­

fage, lors de l'essai TEKKEN, on obtient les résultats du Tableau V.

On voit que, pour l'acier LI, la fissuration s'est reportée dans la

zone thermiquement affect~e, pour l'acier LW, on constate un certain

avantage en faveur de l'état doux, puisque la non fissuration a été

obtenue avec des températures de préchauffage et des tempa de post­

chauffage inférieurs, à énergie dè soudage égale, l ce qui s'est avêrê

nécessaire pour l'état dur.

La différence de comportement notée, méritera d'être vêri­

fiée aur un plus grand nombre de nuances, car le problème eat impor­

tant : s'il est vrai qu'l composition chimique égale, la sensibilité

à la fissuration à froid est plus grande à l'état tremp6 qu'à l'état

recuit, à cause de l'augmentation de contrainte de bridage, cela veut

dire que des précautions supplémentaires de soudage doivent être pri­

ses lorsqu'on soude un acier trempé et revenu. Malheureusement, cet

aspect des problèmes de soudabilité échappe à l'essai aur implants et

les essais sur éprouvettes auto-bridées, qui seront n6ceaaaires,

demanderont des quantités importantes des produits l essayer.

4.3 -Essais de choc sur implants fissurés -

En fait, les résultats que l'on trouvera sous cette ru­

brique sont relativement peu abondants car les deux aciera mis en

oeuvre, à savoir A 52 et E 45, ont surtout servi à une mise au

point méthodologique. Néanmoins certaines indications apparaissent

déjà.

L'Annexe III ci-jointe contient, sous fo~e de planches,

les reproductions des enregistrements effort-temps obtenus dana lee

situations suivantes :

••. 1 • ••

- 28-

- Acier A 52

- Implant non fissur6,

- Implant faiblement fissuré,

- Implant fortement fiasurf.

Dans les trois cas, essais à l'état brut de soudage et

à l'état revenu à 600°.

Acier E 45

- Implant non fissuré,

- Implant faiblement fissuré.

Essais à l'état brut de soudage et l l'état revenu A

600°.

Dans ce travail exploratoire, on a expérimenté une seule

condition de soudage, à savoir : 20 kj/cm sur tOle de 20 mm, ce qui

correspond l un temps de refroidissement de 9,5 secondes. Entre 800 et

500°, la contrainte de fissuration à froid correspond, relevée sur les

diagrammes de fissuration, à 17 kgfmm2 , pour l'acier A 52 (Structure

martensite et beinite, dureté HV 5 445) et 28 kg/~ pour l'acierE 45

(Structure martensite et bainite, dureté HV 5 390).

Chaque enregistrement a été dépouillé pour en retirer

les indications suivantes :

Pourcentage de fissuration ( % F), pourcentage de métal fondu dana

la cassure ( %MF), travail de rupture ( W kgm/cm2), contrainte maxi­

male ( CS max. kg/111D2).

En ce qui concerne le pourcentage de fisauration , lea

opérateurs ont appris A mattriaer suffisamment le dispositif d'essais

pour être capables d'obtenir, soit une faible fissuration (inffrieure

à 15%), soit une forte fissuration (autour de 40 A Sot). Il reste

cependant une certaine dispersion et il est impossible de ea.parer des

implants présentant exactement le même pourcentage de fiseuration. Il

est rappelé que le pourcentage de fissuration est lu sur la eaeeure,

grAce à la coloration provoqu6e par le traitement de 4Aaaaaae. Lee

valeurs de travail ou de contrainte .. ntionn,es sur lee courbe8 effort-

temps sont rapport••• l la section r'duite par la fieeuration •

• • • 1 •••

• 29-

La proportion de métal fondu dans la cassure, est une donnée

extrêmement importante, car elle présente un sérieux inconvénient de la

méthode : alors qu'on souhaite étudièr le comportement de la zone ther­

miquement affectée en présence d'une fissure, on constate que, très sou~

vent, la rupture qui s'amorce au niveau de la fissure pré-existante,

dévie vers le métal fondu qu'elle affecte dans une proportion variable.

La Figure 9 montre l'aspect micrographique d'un tel parcours. On constate

d'ailleurs que ce comportement concerne aussi bien les implants non fis­

surés que les implants fortement fissurés.

Compte tenu de cette particularité, la mesure du travail de

rupture ne présente pas grand intérêt puisque, dans la plupart des cas,

on risque de mesurer, sur les enregistrements, le travail cumulé de

rupture dans le métal de base puis dans la zone fondue. D'ailleurs, même

si la rupture n'affecte pas du tout le métal fondu, comme etest rarement

le cas, la contrainte de rupture est si élevée que le travail enregistré

est influencé par la déformation de l'implant dans sa partie calibrée,en

dehors de la zone thermiquement affectée. Il faut donc renoncer à tirer

parti de l'enregistrement, à cet égard.

La seule possibilité qui reste pour évaluer l'aptitude à

l'amorçage de la cassure, au niveau d'une fissure-pré-existante, est la

mesure de la contrainte maximale, en supposant, à priori, que c'est au

moment correspondant que se déclenche la cassure, en provoquant la chute

de l'effort.

Pour faciliter l'interprétation, on a reporté aux figures 10,

11, 12 et 13, les charges de rupture ainsi relevées :

- Figure 10 : acier A 52, implant faiblement, fortement et

non fissuré - état brut de soudage.

-Figure 11 : implant fortement, faiblement et non fissuré -

état revenu.

Figure 12 : acier E 45, implant faiblement fissuré· et non

fissuré - brut de soudage.

- Figure 13 : acier E 45, implant faiblement fissuré et non

fissuré - état revenu.

• .• 1 • ..

- 30 -

. l·"i .: \1: t. 1)

Parcours en zone thermiquement affectée x 400

Parcours en zone fondue x 400

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- 33 -

L'examen de ces graphiques montre d'abord qu'il y a relati­

vement peu de différence entre les résultats relatifs aux états for­

tement et faiblement fissurés, dans la mesure où, comme cela a été fait,

la contrainte est calculée en tenant compte de l'incidence de la fis­

sure sur la section.

On voit, d'autre part, et cela paratt surprenant, que le

comportement des implants non fissurés n'est pas différent de celui

des implants fissurés, ce qui semble indiquer que les zones thermique­

ment affectées,que l'on a expérimentées,sont relativement peu sensibles

à l'acuité des défauts qui localisent la cassure. Cependant, pour trois

températures ( 20,- 20 et - 30° ), les implants non fissur~s, en acier

A 52, ne se sont pas rompus.

En ce qui concerne le traitement de revenu, il ne semble pas

apporter de grandes modifications dans le cas de l'acier A 52. Pour

l'acierE 45, il semble abaisser la contrainte de rupture, tout au moüw

pour les implants fissurés.

Enfin, on peut remarquer que la variation de la contrainte de

rupture, en fonction de l'abaissement de la température, est continue :

il n'apparatt pas de transition.

Peut-être est-il prématuré de tenter de tirer dea conclusions

d'essais trop fragmentaires. Cependant, on a l'impression que les zones

thermiquement affectées expérimentées se sont révélées peu fraailea. De

nouveaux essais sont en cours pour expérimenter d'autres·nuances d'acier

et voir si une chute de la contrainte de rupture, en fonction de la tem­

pérature, révèle une plus grande fragilité. On est aussi en train de pro­

céder à des essais sur éprouvettes pré-fissur6es recuites, soit au four,

soit sous l'effet de passes ultérieures de soudage.

En conclusion de cette partie du programme, on peut dire que

la mise au point de l'essai de traction par choc sur implants fissurés a

été achevée. Les premiers résultats ont montré une assez faible sensi­

bilité des zones thermiquement affectées dea aciers expérimentés, ils

ont montré, d'autre part, que la rupture dana la zone fondue constituait

un inconvénient de la méthode, inconvénient conduisant l prendre, comme

critère de sensibilité à l'amorçage, la contrainte maximale lue sur les

enregistrements.

. .. 1 ...

- 34 -

4.4 - Fissuration au réchauffage -

L'essai de fissuration au réchauffage sur double implant

n'a été pratiqué, pour des raisons d'échantillonnage, que sur l'acier

LI. On trouvera, au Tableau VI, les_ résultats des essais pratiqués ,

afin de déterminer la contrainte minimale qui peut être appliquée à

l'implant, s~ns qu'une fissuration se produise au cours du réchauffage.

Le Tableau VII illustre le résultat obtenu, comparé avec ceux que don­

nent d'autres aciers expérimentés au ~itre d'autres études. ·nans ce

Tableau, l'acier qui nous intéresse porte le repère J. Comme on le voit,

la contrainte minimale de non fissuration est de l'ordre de 18 kg par

mm2 , c'est-à-dire qu'elle est très basse par rapport à la limite d'61aa­

ticité de l'acier expérimenté. Ce comportement pourrait s'associer l

la présence d'éléments carburigèn.es, tels que le chrome et le 1110lybdkle ..

·Les aciers trempés et revenus faiblement alliEs, aoudables,

doivent donc être examinés, non seulement du point de vue de la fiaau­

ration à froid et de la fragilisation de la zone affectée, mais auaai

de celui de la fissuration au rêchauffage. Ceci est d'autant plue vrai

que la limite d'élasticité élev~e, que confère A c~s aciers 1'6tat

trempé et revenu, augmente 1$ contrainte initiale, c'est-A-dire la

contrainte résiduelle, au moment où l'on va commencer le r6chauffage

en vue de la relaxation de ces contraintes. L'échantillonnage li•it,,

dont nous disposions pour les quelques aciera non alliEs que noua

avons pu expérimenter, n'a pas permis l'exécution d'essais de fissu­

ration au réchauffage. Cependant, les résultats obtenus par ailleurs,

permettent de penser que le problème de la fissuration au réchauffage

ne se pose pas, qu'il s'agisse "d'acier au carbone manganèse ou d'acier

au carbone manganèse micro-allié.

S. - RESUME ET CONCLUSIONS -

Dans le cadre de la présente recherche, portant sur un

certain nombre d'échantillons d'aciers trempés et revenus faiblement

alliés ou non alliés, on a procédé aux investigation• suivantes:

1) - Détermination des diagrammes de transformation au refroi­

dissement continu par analyse "in situ" sur implants.

·2) - Détermination des diagrammes de fissuration à froid sur

implants.

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- 37 -

3) -Essais de fissuration sur soudurea auto-brid6ea l l'ftat

normalisé et à l'état tremp~ et revenu.

4) - Essais de traction par choc sur implanta· fiaaurés.

5) - Essais de fissuration au réchauffage.

Les essais 1, 2, 3 et 5 ont été pratiqués au moyen de mé­

thodes mises au point à l'occasion d'autres études. L'esaai n° 4 de

traction par choc sur implant fissuré a été développé l l'occasion de

la présente étude.

Les diagrammes de transformation et de fisauration montren~

que les aciers trempée et revenus, faiblement alliés, doivent ltre

soudés avec précaution, cependant que les produits relativeœent mincea,

qui peuvent être élaborés en aciers non alliés, ne posent paa de pro­

blèmes à cet égard.

L'influence de l'état trempé et revenu sur le risque de fia­

suration à froid n'a pas pu être complètement élucidé par easaia de

soudures auto-bridées, mail il aemble qu'l composition chimique identique,

l'état trempé et revenu ap~elle plus de précautiona que 1'6tat normalia6.

La mise au point d'une technique d'easais de choc sur im­

plants fissurés a fait apparattre, pour les échantillons expérimentés,

une sensibilité assez faible des zonea thermiquement affectées l l'amor­

çage de ruptures au niveau des fissures à froid. Ce résultat .devra être

vérifié pour d'autres nuancee.

Enfin, la sensibilité à la fissuration au réchauffage peut

être évaluée, pour des zones the~iquement affectfea réellea, au moyen

de l'essai de relaxation différentielle aur double implant.

PARIS, le 15 Juillet 1974

- 39 -,

ANNEXE 1

- 40 -

INSTITUT DE SOUDURE 32, ID Dl lA CHAPEUI • PAliS (XVUt.,

Diogromme de tran.sFormotion ou refroidis&l!ment continu lors du soudage de !acier:

C~ilion chimiqw~ .-ur produit

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- 41 -

INSTITUT DE SOUDURE 32, Bo DE LA CHAPELLE • PAliS (XVIII•)

Diagramme de transFormation ou refroidissement continu lor.s du soudage de /acier:

14 CNO 5

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- 42 -

INSTITUT DE SOUDURE 32, lo Dl lA CHAPEUE • PAliS (xvnt-)

Diogromme de transFormation ou refroidi.s&ement cDntinu lor.s du soudage de /acier:

cc 10 Etabli à la demande. d• Jo

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- 43 -

INSTITUT DE SOUDURE 32, ID Dl lA CHAPEUI · PAliS (xvnte)

Diogromme de ,transFormation ou refroidis$~ment continu lor.s du soudage de /acier:

15 MCND 5

Etabli à la demande d• /q

CECA

C~ilion

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- 44 -

INSTITUT DE SOUDURE 32, lo 01 &A CHAPEUE • PAliS (XVI...,

Diogromme de transFormation ou refroidisaement continu lor.s du soudage de /acier:

C~ilion chitr~iqu. % ur produit

c 0,17

17 MDV 6 Etabli à la demande de /~:~

CECA

11n Si Cr Mo s p Ni v - - - - -1,45 0,08 0.16 0,43 0,011 0,01:2 0,19 0,06 N Cu - -

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-45 ..

INSTITUT DE SOUDURE 32, Bo oe LA CHAPEllE • PAlUS (XVIII•)

Diagramme de tron.sFormation ou refroidis~ement contin lor.s du .soudage de !acier:

Composition chimique% sur produit

c 0114

1 4 U D 5 Etabli à la demande de la

C E C A

11n Si Cr Nb s p Ni Cv - - -1,1 2 0,34 o,os 0,02 0,01 0,05 0,55 Al Mo ~053 0,50

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- 46 -

INSTITUT DE SOUDURE 32, ID Dl LA CHAPELLE • PAIII (XVIII•)

Diagramme de transFormation ou refroidiS$~ment contitH. lor.s du .,oudage de /acier:

ComptJSilion chimiqu.% sur produit

c 0,16

1 6 C N D 4

Etabli à la deman·de de la

C E C A

11n Si Cr Nb s p Ni Cu - - - -0,89 0,43 0,90 qso 0.,03 Al Mo

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- 4 7 -

INSTITUT DE SOUDURE 32, lo Dl LA CHAPEllE • PAliS (XVfllt)

Diagramme de tran.sFormation ou refroidis.s~ment continu lor.s du soudage de !acier:

Comp,.ition chimiq~% .sur produit

c 0,20

20 N-D B 4 Etabli à la demande de la

C E C A

11n Si Cr Nb s B Ni Cu - - - - -0,87 0,32 0,05 IQ2oe 0,97 0,02

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- 48 -

INSTITUT DE SOUD.URE 32, Bo DE lA CHAPELLE • PAliS (XVIII•)

Diagramme d~. tran.sFormation ou refroidissement continu /or.s du .soudage de loci er:

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Annexe III

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ACIER A 52 IMPLANTS NON FISSURES (suite)

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Annexe III

Planche 2

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- 64 -

ACIER A 52 Annexe III

IMPLANTS FAIBLEMENT FISSURES Planche 3

Revenu 600°C

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1 ms

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- 65 -

ACIER A 52 Annexe III IMPLANTS FAIBLEMENT FISSURES {suite).

Planche 4

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1 ms.

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% F : 28 ~max: 89,5 kg/mm2 W : 12,95 kgm/cm2

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- 66 -

ACIER A 52 Annexe III IMPLANTS FORTEMENT FISSURES

72C 5·-

1

1 ms

% MF:44

7 Cl3

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72C 14

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Planche 5

Revenu 600°C

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72C 47

7.MF 0

- 67 -

ACIER A 52 IMPLANTS FORTEMENT FISSURES (suite)

Brut de soudage

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J\ -

% F : 58 (Î max : 70 kg/mm2 W : 7 ;40 kgm/cm2

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% F : 62 6' max : 39 kg/mm2 W : 4,11 kgm/cm2

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72 C36

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1. F : 44 r max : 40 kg/nun2 W : 5,5 kgm/cm2

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'7. F : 30 a- max : .25 kg/mm2 W : 9,26 kgm/cm2

Annexe III

Planche 6

72 C41

?.MF 0

72 C52

'1. MF 31

Brut de soudage·

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% F : 0 ~max : 106,5 kg/mm2 W : 38,7 kgm/cm2

L 1/

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% F : 0 r max : 73 kg/mm'J. W : 18,2 kgm/cm2

Il\ \ r ~ --

% F : 0 (J' max : 44 kg /mm2 W : 5,2 kgm/cm2

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% F : 0 fr max : 39 kg/mm2 W : 5,2 kgm/cm2

-

- 68 -

ACIER E 45

IMPLANTS NON FISSURES

65 CTl

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% MF 30

65 CT4

% MF 12,5

-% F : 0 a- max : 47 kg/mm2 W : 16,1 kgf/cm2

~ """' % F : 0 d'" max : 26 kg/mm2 W : 3.12 k2m/cm2

Annexe III

Planche 7

65 CT5

~

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~ MF 5

65< T6

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65 ICTU

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65 ~T8

'Z MF 35

Brut de soudage

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% F : 13 ~max : 75 kg/mm2 W : 17 kgm/cm2

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% F : 11 ~max : 29,2 kg/mm2 W : 4,1 kgm/cm2

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% F : 3 ~max: 42,8 kg/mm2

W : 3,21 kgm/crn2

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- 69 -

ACIER E 45

IMPLANTS FAIBLEMENT FISSl RES

65 ~T9

1 ms

1. MF 20

65 ~T10

'7. MF 55

65 ÇT18

1. MF 35

65t T12

% MF 35

'7. F : 21 ~mx: 66 kg/nun2 W : 11,15 kgm/cm2

'7. F : 2 cr m~ax : 53 kg/mm2 W.: 6,9 kgm/cm2

'7. l : 14 ff' ll~X : 27 1 2 kg/mm2 W 2,41 kgm/cm2

% ~ : 5 ~~x : 16,45 kg/mm2

W : 1,64 kgm/cm2

Annexe III

Planche 8

65~T20

1. MF : 35

65tT14

1. MF : 45

65CT15

-

1. MF : 45

65C~16

1. MF : 40