Processus de formation du copeau pour les alliages de titane

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Efforts de coupe en tréflage :

Les efforts de coupe dans le repère tournant de l’outil sont l’effort radial , l’effort tangentiel et l’effort axial (Figure I.24). Cette partie est dédiée aux études traitant exclusivement des efforts de coupe en tréflage et à leur modélisation.

Efforts de coupe expérimentaux :

L’application du fraisage conventionnel pour l’ébauche des pièces profondes pose toujours des problèmes de flexion d’outil et de phénomènes vibratoires, surtout lors de l’utilisation d’un outil avec un grand porte-à-faux, ceci en raison de la présence d’efforts radiaux importants. En travaillant par plongées successives dans la matière, le tréflage permet à l’outil de travailler différemment : l’arête principale est située sous l’outil sollicitant ainsi l’outil principalement dans la direction axiale. On observe une diminution des vibrations dues au niveau des efforts radiaux et une meilleure stabilité de la coupe [Altintas and Ko, 2006] [Ko and Altintas, 2007] [Sun et al., 2016] (Figure I.25-a). Certaines études montrent que l’effort axial n’est pas l’effort prépondérant [Al-Ahmad et al., 2005] [Al-Ahmad, 2008] [Rauch, 2007] [Ren et al., 2009] [Witty et al., 2012] et [Danis et al., 2016] (Figure I.25-b), ceci s’explique par des géométries d’outil choisies, différentes et adaptées aux matériaux étudiés. La grande majorité des travaux montre que l’effort radial généré par le tréflage est beaucoup plus faible que celui donné par le fraisage conventionnel, ce qui permet d’avoir un meilleur comportement dynamique par rapport à la stabilité de la coupe (Figure I.25-c).

Modélisation des efforts de coupe en tréflage

La modélisation des efforts de coupe en usinage est largement étudiée dans la littérature.
Cette modélisation recouvre plusieurs méthodes qui peuvent être :
– Phénoménologiques ou empiriques avec une formalisation généralement de type loi puissance qui considère de manière globale le système machine/outil/pièce ;
– Analytiques qui permettent d’établir le lien entre les grandeurs physiques mesurables (conditions et géométrie de coupe locales) et des indicateurs macroscopiques tels que les efforts de coupe locaux. Ces modèles sont basés sur certaines hypothèses qui sont essentiellement celles de la coupe orthogonale ou la coupe oblique (Figure I.27) [Laakso, 2015] ;
– Numériques où le calcul des efforts de coupe est fondé sur des lois de comportement des matériaux mis en œuvre dans le contexte de l’usinage qui implique par exemple des grandes vitesses de déformation ou des élévations de température locale.
Concernant la modélisation de l’opération de tréflage, [Li et al., 2000] a été parmi les précurseurs en traitant le cas de l’élargissement de trous déjà percés (Figure I.28-a). Les méthodes abordées dans cette étude sont celles développées pour le fraisage et sont basées sur les travaux de Koenigsberger et Sabberwal [Koenigsberger and Sabberwal, 1961], et de Tlusty et MacNeil [Tlusty and MacNeil, 1975]. Elles sont basées sur la notion de coefficients spécifiques de coupe : l’effort tangentiel est par exemple défini comme le produit d’une pression spécifique de coupe par une section de copeau instantanée [Koenigsberger and Sabberwal, 1961], l’effort radial, quant à lui, est proportionnel à l’effort tangentiel [Tlusty and MacNeil, 1975], il en est de même pour l’effort axial. La pression spécifique de coupe utilisée pour chaque effort est fonction du matériau de l’outil, de la matière usinée, des conditions opératoires et de la géométrie d’outil. La méthode mise en place pour calculer les efforts résultants globaux sur l’outil est basée sur la discrétisation de l’arête de coupe et sur l’intégration de chaque effort élémentaire rencontré sur les zones discrétisées [Al-Ahmad et al., 2005] [Al-Ahmad, 2008] [Rafanelli et al., 2015].
Par ailleurs, [Qin et al., 2007] se sont intéressé aux opérations d’ébauche d’aubes de turbines et ont proposé une autre approche de modélisation analytique des efforts de coupe basée sur l’hypothèse de la coupe orthogonale (Figure I.27). Dans un premier temps, les efforts supportés par chaque plaquette sont évalués, puis les forces totales vues par l’outil en sont déduites. Les résultats obtenus prédisent, avec une erreur inférieure à 10%, les efforts de coupe réels. Néanmoins, ce raisonnement n’est mené que dans le cadre de la première plongée en bord de pièce de l’outil dans la matière. La surface de la coupe ne correspond pas à la lunule représentée sur la Figure I.21, mais plutôt à un arc de cercle limité par une corde (Figure I.28-b).
Figure I.28 : Etude de l’application de tréflage par Li (a) [Li et al., 2000] et Qin (b) [Qin et al., 2007] [Zhuang et al., 2012] propose une autre modélisation des efforts de coupe, de type empirique, dans le cas du tréflage de parois verticales. Le modèle proposé est basé sur la multiplication de fonctions puissance construites sur différents paramètres de coupe : la vitesse de coupe , l’avance par dent , le décalage radial entre les plongées et l’épaisseur de matière prise latéralement a (équation (I.4)) :
Les coefficients nécessaires à l’évaluation des efforts de coupe sont déterminés expérimentalement à partir d’un plan d’expérience. Cette modélisation souligne l’importance d’intégrer le décalage radial et l’épaisseur de la paroi usinée en même temps, ceci afin d’avoir un modèle qui estime plus précisément les efforts de coupe dans les différents cas d’engagement partiel de l’outil dans la matière pour des applications de grignotage latéral.
Danis et al. [Danis et al., 2016] ont étudié la modélisation des efforts de coupe dans le cadre du tréflage d’alliages de magnésium Mg-Zr-Zn-RE dans le but d’optimiser les paramètres de coupe. Pour cela, le modèle de coupe orthogonal de Merchant [Merchant ME, 1945(a)] [Merchant ME, 1945(b)] a été adapté pour représenter les forces de coupe axiale et tangentielle.
Le modèle proposé prend en considération le fait que l’angle de frottement et la contrainte de cisaillement ne sont pas des constantes, que le rayon d’arête est non nul et est pris en compte dans la définition de l’angle de coupe suivant les valeurs d’avance par dent. Leur travail a permis d’avoir un modèle permettant d’avoir une bonne prédiction des efforts de coupe sur une large plage de conditions de coupe en usinage : l’erreur est inférieure à 15% sur la force prépondérante.
En plus des modélisations mentionnées, d’autres travaux ont été introduits par Altintas et Ko, qui prennent en compte le côté dynamique du système, tant dans le domaine temporel [Ko and Altintas, 2007] que dans le domaine fréquentiel [Altintas and Ko, 2006].

Aspect dynamique du tréflage

Comme expliqué précédemment, la distribution des efforts de coupe en tréflage permet potentiellement d’avoir un très bon comportement dynamique. [Altintas and Ko, 2006] [Ko and Altintas, 2007] proposent en premier lieu un modèle de comportement dynamique en flexion suivant les deux directions latérales (X et Y), en traction/compression et en torsion suivant la direction axiale (Z), ils déterminent les zones de stabilité du procédé de tréflage en résolvant des équations différentielles de quatrième ordre, couplées et différées, suivant la position de chaque dent dans le domaine fréquentiel. Ils ont construit les lobes de stabilité du procédé en fonction des paramètres et en validant leurs résultats expérimentalement. Leur étude a démontré la différence essentielle entre le comportement dynamique en fraisage classique et en tréflage : en fraisage conventionnel, la source principale des vibrations est la flexion de l’outil causée par les efforts latéraux élevés (X et Y) ; en tréflage, l’outil est exposé à des vibrations de torsion importantes, particulièrement lorsque la géométrie de l’outil possède des larges cavités d’évacuation de copeaux entre les dents. La conséquence directe des vibrations en torsion est la non maîtrise de la période de passage des dents dans la matière, par conséquent la désynchronisation des ondulations laissées par les dents et par suite une variation non maîtrisée de la section de copeaux provoquant ce que l’on appelle le broutage (phénomène d’instabilité vibratoire détériorant les surfaces usinées). Ces mêmes auteurs se sont intéressés également à l’aspect dynamique du tréflage dans le domaine temporel, et sont parvenus à définir un modèle d’estimation des efforts, du couple, de la puissance et des vibrations générés durant la coupe.

Optimisation de l’opération de tréflage

L’optimisation de l’opération de tréflage repose sur le choix de paramètres de coupe et des trajectoires, ainsi que l’utilisation optimale des capacités cinématiques de la machine-outil utilisée. Les différents axes d’optimisation de la stratégie de tréflage étudiés dans la littérature sont présentés dans ce paragraphe.

Optimisation de la trajectoire

L’usinage d’une entité en fraisage vertical repose sur la définition de trajectoires d’usinage sur lesquelles la fraise exécute le cycle de tréflage composé de la plongée dans la matière, la remontée et finalement le décalage vers le point suivant de plongée (Figure I.19), répétitivement le long de la « ligne guide » de l’outil.
Les actions de remontée et de décalage sont décrites par des trajectoires hors matière (ceci afin d’éviter la recoupe lors des phases de non usinage) qui peuvent être linéaires ou non linéaires, indépendantes ou simultanées. Le dégagement de l’outil de coupe peut être réalisé selon trois possibilités : une remontée de l’outil selon l’axe Z (Figure I.29-a), un dégagement « en recul » (Figure I.29-b) ou finalement une remontée suivant une trajectoire non linéaire combinée avec le décalage (Figure I.29-c) [Al-Ahmad, 2008]. [Sun et al., 2015] propose également de modifier le dégagement de l’outil en y ajoutant avant une phase d’éloignement horizontal de la paroi usinée (Figure I.29-d).
Dans le cas de l’usinage de cavités profondes, différentes stratégies peuvent être adoptées pour construire la courbe guide de l’outil : zigzag, contour parallèle, spirale, etc… (Figure I.30). [Al-Ahmad, 2008] et [Rauch, 2007] se sont intéressés à l’optimisation de la réalisation de poches en tréflage. Ils ont visé l’augmentation de la productivité (débit de copeau maximal et temps d’usinage minimal) à travers l’optimisation du décalage radial et l’espace entre-passes, tout en respectant évidemment les hauteurs de crêtes laissées après l’usinage et les efforts de coupe maximaux admissibles.

Description des outils à tréfler choisis pour mener les essais

En se référant aux différents outils de coupe préconisés par les fabricants d’outil (Mitsubishi, Iscar et Sandvik), nous avons sélectionné plusieurs types d’outils à tréfler à plaquettes. Pour trois types de porte-plaquettes, nous avons sélectionné deux types de plaquettes différentes avec des nuances compatibles avec l’usinage des alliages de titane. Un quatrième outil nous servira pour valider les modélisations des efforts de coupe qui seront proposées dans ce chapitre. Le diamètre des outils choisis est autour des 32 mm. Ce diamètre est souvent utilisé pour l’usinage de carters aéronautiques, et permet en outre d’avoir une rigidité d’outil suffisante. Tous ces outils ont la lubrification par le centre.
Le premier outil, de diamètre 32 mm, est l’outil AJX (Figure II.4-a) fabriqué par Mitsubishi. Il s’agit d’une fraise à surfacer à grande avance compatible avec l’opération de tréflage, ayant un angle de direction d’arête supérieur à 90°. Deux types de plaquettes sont utilisés avec cet outil. Elles sont notées suivant le type de leur brise-copeaux : JL et JM (références respectives : JDMT09T323ZDER-JL et JDMT09T320ZDSR-JM). La plaquette JM est caractérisée par une arête affûtée et chanfreinée, et est recommandée dans les applications avec un porte-à-faux important ou sur des machines de faibles puissances. La plaquette JL est conçue particulièrement pour les matériaux difficiles à usiner (Inox et titane) avec une arête affûtée comportant une dépouille modifiée pour la réduction de l’effort de coupe. La nuance des plaquettes est adaptée à l’usinage des alliages de titane avec un nouveau revêtement PVD référencé MP9130. Cette nuance bénéficie d’un substrat de carbure cémenté superfin avec une ténacité améliorée pour accroître sa robustesse et ainsi améliorer sa durée de vie. Cette technologie utilise un revêtement multicouche de type Al-Ti-Cr-N (S20-S30) assurant une résistance optimale à la chaleur et à l’usure. Ce revêtement offre une excellente résistance à l’écaillage et un très faible coefficient de friction pour une excellente résistance au collage.
Le deuxième outil de coupe, référencé AQX (Figure II.4-b), de diamètre 33 mm (avec une queue cylindrique de 32 mm), est un outil multifonction fabriqué par Mitsubishi. Cet outil est caractérisé par un angle de direction d’arête inférieur à 90°. L’outil AQX a une coupe au centre qui permet de plonger directement en pleine matière sans réaliser un pré-perçage, un diamètre de coupe un peu plus grand que celui de l’attachement cylindrique, et permet un arrosage par le centre. Le décalage radial avec cette fraise peut aller jusqu’à 0,4 fois le diamètre outil. Les plaquettes utilisées sont désignées QOGT et QOMT (références : QOGT1651R-G1 et QOMT1651R-M2) et ont un rayon de bec respectivement de 0,4 mm et 0,8 mm. Le matériau des plaquettes convient à l’usinage des alliages de titane, avec un revêtement PVD noté VP15TF (composition : (Al, Ti) N) (S20).

Influence des conditions de coupe sur les efforts de coupe

Effort tangentiel et pression spécifique de coupe expérimentaux

Nous avons choisi de présenter les essais de tous les outils, composante par composante, en faisant varier les trois paramètres opératoires. La variation de l’effort tangentiel en fonction des paramètres de coupe est présentée par la Figure II.13, ceci pour chacun des outils étudiés.
Dans l’intervalle fixé, nous pouvons conclure que la vitesse de coupe n’a quasiment pas d’influence sur l’effort tangentiel quel que soit l’outil considéré. La vitesse de coupe est connue pour être un paramètre influent sur la température d’usinage et donc sur les conditions thermomécaniques du contact outil-copeau [Cellier, 2013], elle pilote l’adoucissement thermique local du matériau à usiner. Avec l’intervalle choisi pour faire varier les vitesses de coupe (de 50 à 80 m/min), l’adoucissement thermique est relativement similaire quelle que soit la valeur de . La variation de température, si elle est effective, ne se traduit pas par une modification des efforts tangentiels. L’avance par dent et le décalage radial ont, quant à eux, une forte influence sur l’effort tangentiel. Celui-ci augmente d’une façon quasi-linéaire avec l’avance par dent et avec le décalage radial. Ceci s’explique simplement par la dépendance étroite de cette force à la section coupée , section qui est fonction de l’avance par dent et du décalage radial : 0= × (II.5)
Concernant la pression spécifique de coupe, sa variation est donnée par les graphes de la Figure II.14. Elle est calculée pour la position angulaire de la dent à = 90°.
Le graphe de gauche de la Figure II.14 représente l’évolution de en fonction de l’avance par dent, et le graphe de droite son évolution en fonction du décalage radial.
La pression spécifique de coupe n’est pas dépendante de la vitesse de coupe vu que l’effort n’est pas dépendant de sur l’intervalle considéré. Le décalage radial a lui-aussi une influence négligeable sur la pression spécifique de coupe . Ceci nous indique que l’augmentation de l’effort tangentiel, observée précédemment, est similaire à celle de la section de copeau S et que ce dernier est quasi-proportionnel au décalage radial . Ceci s’explique simplement par le fait que nous augmentons la longueur de l’arête en prise lorsque augmente.
Par contre, on observe une décroissance de la pression spécifique de coupe en fonction de l’avance par dent, ce qui est à l’inverse de l’observation fournie pour l’effort . Cela nous indique que l’augmentation de est largement inférieure à celle de la section de coupe . Au-delà de = 0.25 , les valeurs de semblent se stabiliser et tendre vers une asymptote. Il n’y a pas proportionnalité entre l’avance et l’effort car si l’on fait passer des droites par les points des essais de la Figure II.13, celles-ci ne passent pas par l’origine.

Effort axial et pression spécifique de coupe expérimentaux

La Figure II.15 et la Figure II.16 permettent de voir l’influence des différents paramètres de coupe sur l’effort axial et sur la pression spécifique de coupe .
La vitesse de coupe n’a pas d’effet sur l’effort axial dans l’intervalle considéré quel que soit l’outil considéré. Le décalage radial a, quant à lui, un effet important sur , on observe une quasi-linéarité entre et . L’augmentation de implique une augmentation de la longueur d’arête en prise en bout d’outil et donc de la surface vue axialement par le bout de l’outil, le contact au niveau de l’arête de coupe étant surfacique et dépendant de l’acuité de l’arête de coupe. Quant à la pression spécifique de coupe , on peut noter une faible variation en fonction de , ce qui confirme la quasi proportionnalité entre et .
Concernant l’avance par dent, son effet est très faible sur l’effort axial, on observe une légère augmentation. Ce paramètre représente la hauteur de la partie engagée du rayon d’arête de la plaquette et n’influe que peu sur la surface vue axialement par le bout de l’outil (Figure II.17). Par contre, étant donné que l’avance par dent pilote directement la section de copeau, la pression spécifique de coupe diminue logiquement avec l’amplification de ce paramètre.

Effort radial et pression spécifique de coupe expérimentaux

L’effort radial obtenu durant nos essais est toujours l’effort le plus faible comparativement aux efforts tangentiel et axial. Ceci confirme l’intérêt du procédé de tréflage car en limitant la force radiale exercée sur l’outil, on limite la flexion de l’outil présente en fraisage et les problèmes vibratoires.
La Figure II.18 et la Figure II.19 nous permettent de constater l’influence des paramètres de coupe sur l’effort radial ainsi que sur la pression de coupe radiale . Comme précédemment, la vitesse de coupe ne modifie pas les efforts radiaux mesurés. On constate que l’effort radial est influencé par l’avance par dent quel que soit l’outil considéré. Ce paramètre traduisant la hauteur de l’arête en prise (Figure II.17), l’augmentation de augmente la surface vue latéralement par l’outil, le contact au niveau de l’arête de coupe étant surfacique et dépendant de l’acuité de l’arête de coupe.
L’effort radial augmente avec l’augmentation du décalage radial sauf pour les plaquettes QOGT et QOMT de l’outil AQX. Ceci s’explique par la géométrie même des plaquettes QOGT et QOMT qui crée une compensation entre les efforts radiaux présents le long de l’arête de coupe due à l’angle de direction d’arête qui est inférieur à 90° (Figure II.20). De plus, l’effet de l’angle de coupe radial rentre en jeu étant donné que l’effort radial augmente considérablement pour tous les outils ayant ≠ 0° et varie très légèrement pour l’outil AQX, lorsque augmente.

Table des matières

Introduction générale
I. Etat de l’art
I.1 Le Titane et ses alliages
Historique et production
Caractéristiques du titane et de ses alliages
I.1.2.1 Cristallographie et propriétés du titane non allié
I.1.2.2 Eléments d’addition et classification des alliages de titane
I.1.2.3 Microstructure des alliages de titane
Applications industrielles
Matériau étudié : Ti6Al4V
Usinage des alliages de titane
I.1.5.1 Usinabilité des alliages de titane
I.1.5.2 Processus de formation du copeau pour les alliages de titane
I.1.5.3 Outils de coupe pour l’usinage des alliages de titane
I.1.5.4 Usure des outils de coupe
I.2 Introduction du procédé de tréflage
Principe du tréflage
Paramètres pilotant le tréflage
Qualité géométrique des parois tréflées
Les outils de tréflage
I.2.4.1 Les outils existants
I.2.4.2 Angles de coupe de l’outil
Efforts de coupe en tréflage
I.2.5.1 Efforts de coupe expérimentaux
I.2.5.2 Modélisation des efforts de coupe en tréflage
I.2.5.3 Aspect dynamique du tréflage
Optimisation de l’opération de tréflage
I.2.6.1 Optimisation de la trajectoire
I.2.6.2 Optimisation des paramètres
I.2.6.3 Capacités cinématiques de la machine
I.3 Conclusion
II. Paramètres influents en tréflage
II.1 Protocole expérimental
Matériau usiné
Moyens d’essais et de mesure
Outils de coupe
II.1.3.1 Description des outils à tréfler choisis pour mener les essais
II.1.3.2 Caractéristiques dimensionnelles des outils
Mesure des efforts de coupe
II.1.4.1 Efforts de coupe axial, radial et tangentiel
II.1.4.2 Filtrage des mesures d’efforts
Planification des essais
II.2 Analyse des efforts de coupe expérimentaux
Influence des conditions de coupe sur les efforts de coupe
II.2.1.1 Effort tangentiel ?? et pression spécifique de coupe ?? expérimentaux
II.2.1.2 Effort axial ?? et pression spécifique de coupe ?? expérimentaux
II.2.1.3 Effort radial ?? et pression spécifique de coupe ?? expérimentaux
Influence de la préparation d’arête sur les efforts tangentiels et axiaux
II.3 Influence des paramètres géométriques d’un outil à tréfler sur les efforts de coupe
Introduction
Etat de l’art sur l’influence des paramètres géométriques sur les efforts
Présentation de la mise en oeuvre des nouvelles modélisations d’efforts de coupe intégrant la géométrie des outils à tréfler
Pression spécifique de coupe ??
II.3.4.1 Pression spécifique ?? simulée
II.3.4.2 Influence des paramètres à l’issue du modèle
Pression spécifique de coupe ??
II.3.5.1 Pression spécifique ?? simulée
II.3.5.2 Influence des paramètres issue de la modélisation
Pression spécifique de coupe ??
II.3.6.1 Pression spécifique ?? simulée
II.3.6.2 Influence quantifiée des paramètres sur ?? issue de la modélisation
Validation des modèles proposés :
II.3.7.1 Vérification des modèles de ??, ?? et ??
II.3.7.2 Vérification des modèles de ??, ?? et ?? avec le nouvel outil de coupe
II.3.7.3 Conclusion sur l’influence des paramètres géométriques
II.4 Analyse de l’usure
Choix des outils et de la campagne d’essais
Identification des modes de dégradation
II.4.2.1 Premier mode de dégradation : phase de rodage
II.4.2.2 Deuxième mode de dégradation : usure normale
II.4.2.3 Troisième mode de dégradation : effondrement de l’arête
Durée de vie des outils
II.4.3.1 Outil TangPlunge – ER
II.4.3.2 Outil AJX – JL
Influence des paramètres de coupe sur la durée de vie de l’outil
II.4.4.1 Influence de l’avance par dent
II.4.4.2 Influence du décalage radial :
Influence de la remontée en contact avec la paroi :
II.5 Conclusion
III. Efforts de coupe en fond de poche en tréflage
III.1 Présentation de la problématique
III.2 Outil TangPlunge d’Iscar (?? = 90°)
III.3 Outil AQX de Mitsubishi (?? < 90°)
III.4 Outil AJX de Mitsubishi / Outil COROMILL 210 de Sandvik (?? > 90°)
III.4.2.1 Première solution envisagée
III.4.2.2 Deuxième solution envisagée
III.5 Influence des paramètres de coupe
III.6 Conclusion
IV. Optimisation des stratégies en tréflage
IV.1 Etat de l’art
IV.2 Analyse des opérations de tréflage issues de logiciels commerciaux de FAO
Tréflage sur Mastercam
Tréflage sur Catia V5
Temps d’usinage réel vs temps d’usinage indiqué par la FAO
Problématiques liées aux logiciels de FAO
IV.3 Nouvelle stratégie de tréflage optimisée
Démarche
Optimisation de la sortie de l’outil
IV.3.2.1 Optimisation de la trajectoire pour la bande restante
IV.3.2.2 Cas 1 : Bande « très fine » (? ≤ ??)
IV.3.2.3 Cas 2 : Bande fine (? ≥ ??)
IV.3.2.4 Justification de la valeur limite entre le Cas 1 et le Cas 2
IV.3.2.5 Algorithme du calcul du pas de la bande fine
IV.3.2.6 Gestion des entrée et sortie de la bande fine
Etude de cas en fonction des dimensions du bloc de matière restante
IV.3.3.1 ? et ? sont des multiples de ?
IV.3.3.2 Une des dimensions est multiple de ?
IV.3.3.3 ? et ? ne sont pas multiples de ?
IV.3.3.4 Conclusion
Prise en compte des crêtes de matière pour définir les vrais entraxes des passes 1
Validation de la méthode proposée
Aide au choix d’outil pour usiner le bloc de matière restante
IV.3.6.1 Présentation de la méthode
IV.3.6.2 Application
IV.4 Conclusion
Conclusion générale et perspectives
Références bibliographiques

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