Soutenance mémoire
L’induction magnétique
Élaboration du «modèle Hollomon-Jaffe»
Vers une description des courbes de revenu
Comme nous l’avons vu au premier chapitre, il est possible d’utiliser le paramètre d’Hollomon-Jaffe pour décrire le comportement au revenu d’un acier lorsque les plages de températures et de temps étudiées font parties d’un même mécanisme d’adoucissement. Or, nous venons de voir que les courbes obtenues précédemment par l’expérience sont divisibles en 2 pentes, chacune d’elle semblant être contrôlée par une cinétique d’adoucissement différente. Si tel est le cas, alors le paramètre de revenu de Hollomon-Jaffe peut permettre de différencier les points faisant partie soit d’une pente, soit de l’autre.
Sur la Figure 3.5, les données des lots F et I sont illustrées grâce au paramètre PT (Voir 1.3.2 p. 42) en prenant une valeur du paramètre C de 14,44 (Semiatin, Stutz et Byrer, 1985b). Il semble assez clair que pour chaque température, on peut distinguer un alignement des points lorsque l’on prend en compte seulement les temps les plus longs (c’est-à-dire les points les plus à droite de chaque courbe). Ces points font alors partie d’un mécanisme qui dépend du temps de façon suffisamment simple pour donner une seule ligne.
Seuls les points alignés sont alors sélectionnés. Cependant, la marge d’erreur due à la précision des mesures nous empêche de faire un choix ferme et définitif. Une tentative de sélection est illustrée sur la Figure 3.6, mais il est possible que par la suite, un réajustement de celle-ci soit fait afin d’affiner notre modèle.
Il est assez difficile de tirer des conclusions quant au non-alignement des points restants. En effet, quelle que soit la valeur de C utilisée, il est impossible de combiner ces points expérimentaux sur une seule ligne. Nous avons vu dans la revue de littérature que les stades du revenu étaient classiquement décrits selon des plages de température, chaque plage correspondant à un mécanisme. Or, avec nos données, pour une même température, on observe tout de même une inflexion de la courbe avec le temps, ce qui suppose que les mécanismes mis en jeu dans la première partie de l’adoucissement ne peuvent être décrits simplement. Dans la littérature, les publications étudiées sont souvent basées sur des chauffes d’une heure ou plus, ce qui correspond à un régime présentant une dépendance simple de la température et du temps. Pour nos données, il est possible que ces points non alignés représentent des mécanismes d’adoucissement plus complexes (comme la précipitation de carbures ε et Fe3C en même temps). Cette difficulté d’interprétation pourrait sans doute être levée par des analyses au microscope électronique à balayage (MEB) ou par transmission (MET), en suivant pas à pas l’avancement de la réaction. Cette analyse ne faisant pas partie de cette étude, on qualifiera uniquement pour la suite ces points non alignés comme «faisant partie de la première pente», et non comme faisant partie d’un seul mécanisme d’adoucissement à part entière.
Choix et Influence du paramètre C
Dans l’équation de Hollomon-Jaffe (HJ) (Voir éq. 1.7 p. 43), le paramètre C sert de coefficient pondérateur entre la température et le temps. La valeur de 14,44 est une valeur issue de la littérature semblant décrire le comportement d’une grande variété d’aciers lors du revenu. En augmentant cette valeur, le paramètre «Température» devient prépondérant, puisque le logarithme du temps devient négligeable par rapport à C. À l’inverse, en diminuant cette valeur, le paramètre «Temps» devient plus déterminant pour prédire le comportement de l’acier. Sur la Figure 3.7 est représentée la courbe de dureté en fonction de PT avec trois valeurs différentes de C, soit C=5, C=14,44, et enfin C=30.
Pour la courbe du lot F avec un C=30, on peut remarquer que le coefficient de corrélation R² est plus élevé que pour le même lot avec un C=14,44. Cependant, à cause des «amas» formés (Figure 3.7 c.), les conséquences d’une telle valeur (30) ne sont pas réalistes sur le couplage entre temps et température. Pour le lot I, le coefficient de corrélation a été calculé pour différentes valeurs de C afin d’optimiser ce paramètre. Or, comme on peut le voir sur la Figure 3.8, la courbe ne présente pas de maximum et tend plutôt à converger vers une asymptote à partir d’une valeur de C égale à 10. Nous pouvons en conclure que le paramètre C ne peut pas être optimisé de cette façon. Pour la suite, nous garderons la valeur classiquement utilisée de 14,44, qui est repérée à titre indicatif sur la figure.
Élaboration du «modèle analytique» des pertes de duretés
Sélection des données
Le critère de sélection que nous avons utilisé grâce au paramètre de HJ a permis de séparer en deux groupes distincts les mesures de duretés. Sur la Figure 3.10, ces points sont tracés et une droite de régression est calculée pour chaque température et chaque groupe de points. Les coefficients de ces droites sont reportés dans le Tableau 3.3 et le Tableau 3.4de la page 79 et vont servir à calculer H1, H2 et t1→2 pour chaque lot et pour chaque température. Grâce à ces valeurs calculées. On pourra alors définir un modèle prenant en compte les 2 pentes.
Les valeurs de H1, H2 et t1→2 ainsi obtenues, ces paramètres pourraient être illustrés en fonction de l’inverse de la température , car c’est la représentation la plus usitée lorsque des énergies d’activation sont en jeu. Cependant, le ur dépendance à la température présente une meilleure linéarité lorsqu’elles sont tracées en fonction de . Les tendances obtenues se retrouvent sur la Figure 3.11 ainsi que les équations qui les décrivent.Cependant, sur les graphes de H1 (T) et t1→2 (T), à la température de 250 °C, la valeur de H1 (250 °C) semble faible et celle de t1→2 (250 °C) semble trop élevée. Cela est probablement dû au fait que l’on ait pris en considération des points (notamment pour les faibles temps) qui empêchent une bonne corrélation. En effet, l’échantillon du lot F chauffé pendant 4 secondes à 250 °C n’a perdu que 5 Hv, ce qui laisse supposer l’existence d’un temps d’incubation avant le commencement de toute diffusion d’atome. Cette incubation serait alors négligeable pour les plus hautes températures, ce qui expliquerait pourquoi une bonne corrélation est observée sur les graphes correspondants. Afin de vérifier cela, de manière uniquement mathématique, nous allons dans la prochaine section supprimer les points non pertinents dans les temps les plus bas et ainsi recalculer les valeurs a et b des pentes d’adoucissement, ainsi que les nouveaux H1 et t1→2. Toutes ces nouvelles valeurs sont reportées dans le Tableau 3.3 et le Tableau 3.4 (en rouge et entre parenthèses).
Prise en compte de l’incubation
Les 2 échantillons ayant subi le traitement le plus court à 250 °C pour les lots F et I ainsi que l’échantillon le plus court à 350 °C du lot F ont été supprimés des données car leur dureté était très proche de leur dureté initiale. Sur la Figure 3.12, on peut voir que la régression linéaire des nouveaux H1(T) présente un meilleur coefficient de corrélation. Cependant, une étude plus poussée est nécessaire pour confirmer cela, mais ceci ne rentre pas dans le cadre de notre étude. Pour la suite du chapitre, nous prendrons en compte ce temps d’incubation, tout en sachant que cette hypothèse n’est basée que sur des analyses graphiques et non des caractérisations métallographiques.
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Table des matières
INTRODUCTION
CHAPITRE 1 REVUE DE LITTÉRATURE
1.1 L’induction
1.1.1 L’induction magnétique
1.1.2 Traitement thermique par induction
1.1.3 Dureté et contraintes résiduelles
1.1.4 Terminologie
1.2 Description de l’acier étudié
1.2.1 Composition chimique
1.2.2 Description métallurgique
1.2.3 Cristallographie
1.2.4 Trempabilité
1.3 Le traitement de revenu
1.3.1 Évolution de la dureté au cours du revenu
1.3.2 Corrélation temps-température
1.4 Résumé
CHAPITRE 2 TRAITEMENTS THERMIQUES ET MICROSTRUCTURES DES ENGRENAGES TREMPÉS APRÈS CHAUFFAGE PAR INDUCTION
2.1 Introduction
2.2 Traitements préliminaires de l’engrenage
2.3 Caractérisation d’un profil de dureté type après trempe surfacique par induction
2.3.1 Zone durcie (Z1)
2.3.2 Zone de chute de dureté (Z2)
2.3.3 Zone de sur-revenu (Z3)
2.3.4 Cœur (Z4)
2.3.5 Résumé
2.4 Cycle de vie thermique d’une pièce induite
CHAPITRE 3 ÉTUDE EXPÉRIMENTALE DE L’EFFET DU REVENU SUR LA MICRODURETÉ
3.1 Procédure expérimentale
3.1.1 Description des échantillons étudiés
3.1.2 Traitements de revenu
3.2 Résultats expérimentaux
3.3 Séparation des pentes
3.4 Élaboration du «modèle Hollomon-Jaffe»
3.4.1 Vers une description des courbes de revenu
3.4.2 Choix et Influence du paramètre C
3.4.3 Équation du «modèle HJ» pour la seconde partie de la courbe
3.5 Élaboration du «modèle analytique» des pertes de duretés
3.5.1 Sélection des données
3.5.2 Prise en compte de l’incubation
3.5.3 Équations du «modèle analytique»
3.6 Élaboration du «modèle Johnson-Mehl-Avrami»
3.6.1 Équations des Johnson-Mehl-Avrami
3.6.2 Phénomène thermiquement activé
3.6.3 Application pour le lot I
3.6.4 Application pour le lot F
3.7 Validité des modèles pour décrire le phénomène de sur-revenu
3.8 Interprétations physiques des courbes de perte de dureté
3.9 Conclusion
CHAPITRE 4 APPLICATION DE LA LOI CINÉTIQUE
4.1 Introduction
4.2 Procédure expérimentale
4.3 Discrétisation de l’historique thermique
4.4 Résultats
4.5 Discussion
4.6 Conclusion
CHAPITRE 5 PERTES DE DURETÉ EN SERVICE D’UNE DENT D’ENGRENAGE
2 5.1 Introduction
5.2 Procédure expérimentale
5.2.1 Principe
5.2.2 Historique des roues utilisées
5.2.3 Huile utilisée
5.2.4 Préparation des échantillons
5.2.5 Choix des paramètres de temps et de températures
5.3 Résultats
5.3.1 Cinétique d’adoucissement à température constante
5.3.2 Cinétiques d’adoucissement pour une même dureté initiale
5.3.3 Vieillissement thermique et spécifications en duretés sub-surfaciques
5.4 Conclusion
2 CONCLUSION
ANNEXE I MESURES DE MICRODURETÉ DES LOTS TR, F, et I
ANNEXE II TAUX D’AUSTÉNITE RÉSIDUELLE DANS LE 4340
ANNEXE III CALCULS DE PRÉDICTION DE LA ZONE DE SUR-REVENU DU CYLINDRE
ANNEXE IV CARACTERISTIQUES DE L’HUILE DE PALME
ANNEXE V MESURES DE MICRODURETÉ DES ÉCHANTILLONS INDUITS ET CÉMENTÉS
ANNEXE VI ARTICLE DE CONFERENCE : 1st MEDITERRANEAN CONFERENCE ON HEAT TREATMENT AND SURFACE ENGINEERING SHARM-EL-SHECK, EGYPTE, 2009
BIBLIOGRAPHIE
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