Étude et modélisation du comportement des émaux lors du matriçage finition des aubes en alliage de titane

Les établissements de Snecma moteurs sont subdivisés en différents centres selon leurs activités. L’usine de Gennevilliers regroupe les unités de fonderie, de mécanique, l’unité intégrée de production forge (disques, carters…) et l’unité intégrée de production Fan (IUP Fan). Cette dernière unité produit (entre autres) les aubes de soufflante (appelées aubes Fans). Ces aubes peuvent présenter des défauts de surface. Leur gravité est plus ou moins importante et peut entraîner dans les cas extrêmes (rares) le rebut de la pièce. En règle générale, ces défauts ne concernent que 10 à 20 % de la production d’aubes fans. La figure suivante présente la morphologie des défauts observés.

La fabrication d’une aube de turboréacteur 

Les aubes de soufflantes

Un turboréacteur d’avion, civil ou militaire, est constitué d’une entrée d’air, de compresseurs, d’une chambre à combustion, de turbines et d’une tuyère . Ce que l’on appelle la soufflante est le premier étage du compresseur. C’est la partie dont le diamètre est le plus grand, et elle est composée d’un disque et de plusieurs aubes. Son rôle est d’aspirer l’air et de l’injecter à la fois dans le deuxième étage du compresseur (flux primaire) et autour du moteur (flux secondaire). Le flux primaire passe dans la chambre de combustion tandis que le flux secondaire est accéléré puis rejeté. Les conséquences du flux secondaire sont multiples :
– Augmentation du débit d’éjection à vitesse et températures réduites
– Augmentation du rendement du moteur
– Moteur plus économique
– Moteur moins bruyant .

La fabrication des aubes de soufflante 

Le matériau utilisé ici est l’alliage de titane TA6V qui présente un bon compromis entre la tenue à l’oxydation et les caractéristiques mécaniques jusqu’à des températures de l’ordre de 500°C. On part d’un lopin découpé dans une barre, que l’on déforme peu à peu afin d’obtenir la pièce finale. C’est un procédé multipasse, qui comprend plusieurs étapes de déformation à chaud, par refoulages (entre (a) et (b)), et matriçages (de b à d) et qui se termine par la découpe de la bavure . Le matriçage finition (d) est ainsi la dernière étape de la gamme de forgeage (sans tenir compte de la découpe de la bavure (e)) et la plus critique puisque devant fournir une pièce aux cotes les plus proches possible des cotes finales.

Entre chacune de ces opérations de mise en forme, interviennent les opérations de traitement de surface, telles qu’un décapage au bain de sel, à l’acide, un meulage éventuel et le dépôt d’un revêtement (émail). Comme nous nous intéressons particulièrement au matriçage finition (d) nous allons maintenant détailler le procédé Snecma Moteurs à partir de ce stade.

Le procédé de matriçage finition 

L’ébauche est tout d’abord revêtue « à froid » d’émail, un mélange de particules de verres (oxydes métalliques) et de liants organiques. Le produit (ou émail) est reçu à l’état fluide, il est mélangé et dilué avec de l’eau déminéralisée jusqu’à obtenir un mélange de viscosité donnée (viscosité contrôlée par un test d’écoulement à travers une coupe Ford). Le produit est ensuite versé dans une cuve qui est mise sous pression afin de faciliter son écoulement dans la canalisation. Les ébauches passent dans une étuve, et en ressortent avec une température avoisinant 100°C. Lorsque les pièces entrent dans la cabine de dépôt, l’opérateur fait tourner le disque (en bout de canalisation) et génère un champ électrostatique. Ce champ électrostatique guide les gouttelettes d’émail vers les pièces. La température des pièces favorise l’évaporation de l’eau du produit. En sortie de cabine, l’émail est sec et adhère parfaitement à la pièce, sous forme d’un film solide d’épaisseur de l’ordre 100 µm.

Les pièces ainsi revêtues sont entreposées dans l’allée des forges, en attendant d’être matricées. Rappelons que le matriçage est un procédé de mise en forme, qui consiste à déformer plastiquement un métal préchauffé par rapprochement de deux outils (matrices) qui comportent en creux la forme finale de la pièce. Le procédé de matriçage finition des aubes se décompose en plusieurs étapes. Les pièces sont tout d’abord placées dans un four (dont la température est de l’ordre de 940°C) à l’aide d’un automate, et sont maintenues à cette température durant un temps variant de 40 min à 90 min (selon la taille des pièces). Avant de matricer les pièces avec une presse 8000 tonnes (WEINGARTEN), un second automate dépose sur les matrices supérieure et inférieure (dont la température est très inférieure à celle des pièces, de l’ordre de 250°C) un lubrifiant graphité. Après matriçage, la bavure résultant de l’opération est découpée, on obtient ainsi la pièce qualifiée de « finition ». Comme nous venons de le voir, ce procédé fait appel à deux corps très différents en nature et épaisseur pour lubrifier l’opération de matriçage. On pense communément que :
• le lubrifiant graphité produit une réduction du frottement
• l’émail protége la pièce en TA6V chimiquement (suppression de l’oxydation par l’air) thermiquement (réduction du refroidissement) et mécaniquement (absence de contacts directs avec les outils). Les rôles réels de chacun seront étudiés au cours de notre travail .

Les défauts de type « lézards » ont des formes apparemment associés à l’écoulement de l’émail lors de la frappe ; ils sont donc le plus souvent imputés à l’émail et plus précisément à une sur-épaisseur locale d’émail. En ce qui concerne la « peau d’orange », il s’agit de petits creux uniformément répartis sur la surface de la pièce. C’est dans le but de connaître les différents paramètres du procédé industriel associés à l’apparition des défauts de type lézard qu’a été entreprise cette thèse. Comme il s’agit d’un problème de lubrification par film épais, notre objectif est donc de relier la répartition d’épaisseur de l’émail sur l’aube à ses propriétés et aux conditions de matriçage. Nous allons donc étudier les caractéristiques physiques et rhéologiques de l’émail pour interpréter son comportement lors du matriçage finition tel qu’il est pratiqué dans l’IUP Fan.

Les différents types d’alliage de titane et le TA6V 

Selon que l’on ajoute des éléments alphagènes ou bétagènes, on obtient à température ambiante des alliages différents de par leur structure et leurs propriétés. Donc selon leur structure, on peut classer les alliages de la manière suivante :

Les alliages de type ALPHA :
Ils sont constitués en majorité de phase α, ils possèdent une bonne stabilité sous contrainte à chaud, montrent un faible allongement de fluage jusqu’à 650°C, présentent une bonne résistance à l’oxydation jusqu’aux alentours de 1100°C et ont une bonne soudabilité. Cependant, ils présentent une moins bonne ductilité que les alliages alpha-béta, ils nécessitent plus de puissance mécanique pour leur mise en forme et ont peu de réponse aux traitements thermiques.

Les alliages de type ALPHA-BETA :
Ils se caractérisent par la présence des deux phases à température ambiante et possèdent des caractéristiques mécaniques élevées après traitement thermique : Une bonne ductilité, une bonne stabilité sous contrainte à chaud jusqu’à 500°C et une bonne résistance à l’oxydation aux alentours de cette température. Néanmoins, la ductilité de leurs joints soudés est moins bonne que celle des alliages de type alpha, leur trempabilité est limitée. La fin du laminage ou du forgeage de ces alliages se fait dans le domaine α-β.

Les alliages QUASI-BETA :
On parle d’alliage quasi-béta plutôt que béta du fait que cette phase ne peut être retenue par trempe. Ils se caractérisent par la présence majoritaire de la phase béta à l’ambiante et possèdent une excellente ductilité et peuvent présenter une très haute résistance mécanique. Ils ont une bonne soudabilité et une trempabilité élevée. Mais ils présentent une mauvaise tenue à l’oxydation et au fluage et sont peu stables à chaud sous contrainte. Le TA6V est un alliage de type ALPHA-BETA et il se compose de 6% d’aluminium, 4% de vanadium et 90% de titane. Ces données sont indicatives, puisqu’il est possible d’y ajouter d’autres éléments tels que du fer, du silicium, du carbone, de l’oxygène, du cuivre, etc [3]. Selon les auteurs, la température de transus β se situe entre 985°C et 995°C. Nous allons à présent nous nous restreindre à la présentation des propriétés du TA6V.

Table des matières

INTRODUCTION
I.1 LE CONTEXTE INDUSTRIEL
I.2 LA FABRICATION D’UNE AUBE DE TURBOREACTEUR
I.2.1 LES AUBES DE SOUFFLANTES
I.2.2 LA FABRICATION DES AUBES DE SOUFFLANTE
I.3 LE PROCEDE DE MATRIÇAGE FINITION
I.4 OBJECTIFS ET PRESENTATION DU TRAVAIL REALISE
CHAPITRE 1 : ANALYSE BIBLIOGRAPHIQUE
1.1 LES ALLIAGES DE TITANE – LE TA6V
1.1.1 COMPOSITION ET MICROSTRUCTURE DU TITANE ET SES ALLIAGES
1.1.1.1 PRESENTATION DU TITANE NON ALLIE
1.1.1.2 LES ELEMENTS D’ADDITION DU TITANE
1.1.1.3 LES DIFFERENTS TYPES D’ALLIAGE DE TITANE ET LE TA6V
1.1.2 CARACTERISTIQUES MECANIQUES ET RHEOLOGIQUES DU TA6V
1.1.2.1 LES CARACTERISTIQUES MECANIQUES
1.1.2.2 LA RHEOLOGIE A CHAUD DU TA6V
1.1.3 PROPRIETES THERMO-PHYSIQUES DU TA6V ET DE L’OUTIL
1.1.4 REACTIVITE CHIMIQUE – ADHESION – OXYDATION
1.1.4.1 REACTIVITE CHIMIQUE ET OXYDATION DU TA6V
1.1.4.2 A DHESION
1.2 LES VERRES OU EMAUX
1.2.1 DEFINITIONS ET GENERALITES
1.2.1.1 DEFINITION D’ UN VERRE
Sommaire détaillé
1.2.1.2 L’ETAT VITREUX ET LA TRANSITION VITREUSE
1.2.2 CLASSIFICATION DES VERRES ET DE LEURS CONSTITUANTS
1.2.2.1 CLASSIFICATION DES VERRES
1.2.2.2 CLASSIFICATION DES OXYDES METALLIQUES
1.2.2.3 PROPRIETES THERMOMECANIQUES DES VERRES D’ OXYDES ET INFLUENCE DES CONSTITUANTS
1.2.3 MOYENS D’ETUDE ET DE CARACTERISATION DES VERRES
1.2.3.1 TECHNIQUES DE MESURE DE VISCOSITE
1.2.3.2 DETERMINATION DE LA TEMPERATURE DE TRANSITION VITREUSE
1.2.4 EFFETS DE LA COMPOSITION CHIMIQUE ET DE LA TEMPERATURE SUR LA VISCOSITE
1.2.4.1 DEFINITIONS
1.2.4.2 LA RELATION VISCOSITE- TEMPERATURE
1.2.4.3 LA RELATION COMPOSITION-VISCOSITE
1.2.4.4 MODELE DE FENG
1.3 MODELISATION DU COMPORTEMENT DES MATERIAUX D’INTERFACE
1.3.1 REGIME DE LUBRIFICATION PAR FILM MINCE OU FILM EPAIS
1.3.1.1 LE REGIME HYDRODYNAMIQUE (OU PAR FILM EPAIS )
1.3.1.2 LE REGIME LIMITE OU DE FILM MINCE
1.3.1.3 LE REGIME MIXTE
1.3.2 CHOIX D’UNE LOI DE FROTTEMENT EMAIL/MATRICE
1.3.2.1 FROTTEMENT ENTRE CORPS SOLIDES
1.3.2.2 LES LOIS LOCALES DE FROTTEMENT
1.3.2.3 MESURE DU COEFFICIENT DE FROTTEMENT EN FORGEAGE
1.3.3 DEFORMATION ET ECOULEMENT DE L’EMAIL : ÉQUATION DE REYNOLDS
1.3.4 APPLICATION DE L’EQUATION DE REYNOLDS AUX PROCEDES DE MISE EN FORME
1.3.5 ÉQUATIONS THERMIQUES D’INTERFACE
CHAPITRE 2 : ÉTUDE DU COMPORTEMENT DE L’ÉMAIL SNECMA MOTEURS DANS LE PROCÉDÉ INDUSTRIEL
2.1 DEFINITION DE L’ETAT STANDARD DE L’EMAIL
2.1.1 PRINCIPE DE L’ETUDE
2.1.2 RESULTATS
2.1.2.1 REMARQUES A LA RECEPTION
2.1.2.2 MORPHOLOGIE APRES DEPOT
2.1.2.3 ÉVOLUTION DE MORPHOLOGIE EN COURS DE CHAUFFE
2.1.2.4 DETERMINATION DES PROPRIETES THERMOPHYSIQUES A CHAUD
2.1.2.5 MORPHOLOGIE DU PRODUIT APRES CHAUFFE ET REFROIDISSEMENT
2.1.2.6 R OLE DE PROTECTION CHIMIQUE
2.1.3 DISCUSSION
2.2 COMPORTEMENT DE L’EMAIL PENDANT LE MATRIÇAGE FINITION D’AUBES
2.2.1 CONDITIONS DE MATRIÇAGE
2.2.1.1 PRINCIPE DE L ’ETUDE
2.2.1.2 MESURES DE RUGOSITE
2.2.1.3 MESURE DE TEMPERATURE DE L ’ OUTIL INFERIEUR ET DES PIECES
2.2.2 MESURE DES EPAISSEURS DE REVETEMENT APRES DEPOT
2.2.3 MESURE DES EPAISSEURS RESIDUELLES D’EMAIL ET OBSERVATION DES DEFAUTS
2.3 ESSAIS DE SIMULATION « SOUCOUPE »
2.3.1 ESSAIS PRELIMINAIRES
2.3.1.1 GEOMETRIE ET OBJECTIF DES ESSAIS
2.3.1.2 PARAMETRES PRIS EN COMPTE, RESULTATS
2.3.2 PLAN D’EXPERIENCE
2.3.3 RESULTATS
2.3.4 DISCUSSION
2.4 ÉTUDE DES DEFAUTS
2.4.1 MORPHOLOGIE DU DEFAUT
2.4.2 ANALYSE EDX
2.4.3 CARACTERISATION ET LOCALISATION
2.4.4 INTERPRETATION ET HYPOTHESES DE FORMATION
2.5 CONCLUSIONS DE L’ETUDE SUR SITE INDUSTRIEL
CHAPITRE 3 : ÉTUDE DE LA RHÉOLOGIE DES FILMS D’ÉMAIL
3.1 PRINCIPE DE L’ETUDE
3.2 DETERMINATION DE LA TEMPERATURE DE TRANSITION DUCTILEFRAGILE
3.2.1 PRINCIPE EXPERIMENTAL
3.2.2 PRESENTATION DES EMAUX ETUDIES
3.2.3 RESULTATS
3.2.4 DISCUSSION
3.3 DETERMINATION DE LA VISCOSITE POUR DIFFERENTES TEMPERATURES
3.3.1 PREMIERE GEOMETRIE
3.3.2 DEUXIEME GEOMETRIE
3.3.3 TROISIEME GEOMETRIE
3.3.4 MESURE DE LA VISCOSITE DE DIVERS LOTS DE L’EMAIL 4
3.3.5 RECALAGE DE L’ESSAI DE COMPRESSION ISOTHERME
3.3.6 MODELE ISOTHERME ET SIMULATION NUMERIQUE
3.3.6.1 MODELE ISOTHERME
3.3.6.2 SIMULATION NUMERIQUE DU PIEGEAGE
3.4 SYNTHESE : DETERMINATION DES LOIS DE COMPORTEMENT DES DIFFERENTS EMAUX
3.4.1 L’EMAIL SNECMA : LOI DE COMPORTEMENT
3.4.2 ÉMAIL DE CALAGE, AUTRES EMAUX UTILISES PAR SNECMA
Sommaire détaillé
3.5 DISCUSSION
CHAPITRE 4 : ÉTUDE DU FROTTEMENT ET DU COMPOTEMENT DE L’ÉMAILLORS DU MATRIÇAGE
4.1 ÉTUDE EXPERIMENTALE DE LA STABILITE DU FILM D’EMAIL ET DU FROTTEMENT PAR DES ESSAIS D’ECRASEMENT ANISOTHERME
4.1.1 APPROCHE EXPERIMENTALE
4.1.2 ESSAIS PRELIMINAIRES, PREMIERS RESULTATS
4.1.3 ÉTUDE DE L’INFLUENCE DES PARAMETRES TRIBOLOGIQUES
4.1.3.1 C ONTROLE DE LA PRESSE A DIFFERENTES TEMPERATURES D’ OUTILS
4.1.3.2 EFFORT DE MATRIÇAGE
4.1.3.3 REPARTITION FINALE DE L ’EMAIL
4.1.3.4 DISCUSSION
4.1.4 INTERPRETATION DES ESSAIS PAR SIMULATION NUMERIQUE
4.1.4.1 HYPOTHESES DE SIMULATION
4.1.4.2 PARAMETRES FIGES ET PARAMETRES EVOLUTIFS
4.1.4.3 INTERACTION ENTRE CONDITIONS DE CONTACT ET FROTTEMENT
4.2 CONCLUSIONS : DONNEES PHYSIQUES PERMETTANT L’ANALYSE NUMERIQUE DU COMPORTEMENT DE L’EMAIL
4.2.1 CONTRAINTE NORMALE
4.2.2 TEMPERATURE DE SURFACE
4.2.3 SYNTHESE
4.3 MODELISATION DU COMPORTEMENT DE L’EMAIL EN REGIME ANISOTHERME
4.3.1 PRINCIPE DES MODELES
4.3.1.1 PREMIER MODELE : EVOLUTION « STABLE » DU FILM D’EMAIL
4.3.1.2 DEUXIEME MODELE
4.3.2 ALGORITHME ET APPLICATION DU MODELE
4.3.2.1 SCHEMA ET ALGORITHME
4.3.3 RESULTATS
4.4 DISCUSSION
CONCLUSIONS ET PERSPECTIVES
RÉFÉRENCES

Télécharger le rapport complet