THÈSE - Université de Tours...Je dédicace ce mémoire à mon parrain Guy FORESTIER qui nous a quittés en 2010 mais qui aurait fortement encouragé ce traailv de thèse. Il trouvera

UNIVERSITÉ FRANÇOIS – RABELAIS DE TOURS

ÉCOLE DOCTORALE EMSTU LABORATOIRE DE MÉCANIQUE ET DE RHÉOLOGIE

THÈSE présentée par :

Antoine MORANDEAU

soutenue le : 7 décembre 2012

pour obtenir le grade de : Docteur de l’université François – Rabelais de Tours

Discipline/ Spécialité : Mécanique

Méthodologie de caractérisation et de conception d’un outil coupant à plaquettes amovibles pour

l’usinage de matériaux composites aéronautiques :

Application aux opérations de surfaçage

THÈSE dirigée par :

Monsieur LEROY René Maître de Conférences, HDR, université François – Rabelais de Tours RAPPORTEURS :

Monsieur EL MANSORI Mohamed Professeur, ENSAM d’Aix Monsieur FURET Benoît Professeur, université de Nantes

JURY : Monsieur LAGARRIGUE Pierre Professeur, université de Toulouse Monsieur EL MANSORI Mohamed Professeur, ENSAM d’Aix Monsieur FURET Benoît Professeur, université de Nantes Monsieur LEROY René Maître de Conférences, HDR, université François – Rabelais de Tours Monsieur RANGANATHAN Narayanaswami Professeur, université François – Rabelais de Tours Monsieur SERRA Roger Maître de Conférences, ENI Val de Loire

INVITÉS : Monsieur BONHOURE David Ingénieur, responsable développement produit, Sandvik Coromant Monsieur BYLUND Nicklas Docteur, ingénieur, responsable projet, Sandvik Coromant Monsieur SÉBILLET François Ingénieur, CTRP manager, Sandvik Coromant

Je dédicace ce mémoire à mon parrain Guy FORESTIER qui nous a quittés en 2010mais qui aurait fortement encouragé ce travail de thèse. Il trouvera son bonheur dans cettecitation : Quelque part, quelque chose d'incroyable attend d'être connu. Carl Sagan

Remerciements

Je tiens tout d'abord à exprimer toute ma gratitude envers les membres du jury quià travers leur expertise me permettent de présenter le fruit de trois années de rechercheen doctorat CIFRE. Ce travail a été réalisé au Centre d'Études et de Recherche sur lesOutils Coupants qui est une plateforme technologique reliant le monde universitaire (leLaboratoire de Mécanique et de Rhéologie) et le monde industriel (l'entreprise SANDVIKCOROMANT), ce type de centre a un potentiel extraordinaire et le fait d'y avoir tra-vaillé pendant trois ans a clairement renforcé mes compétences scientiques et humaines.Je remercie donc les instigateurs de ce projet et tout particulièrement mon directeur dethèse René LEROY et mon manager David BONHOURE avec qui j'ai fortement appréciéles longues heures de travail passées ensemble dans la bonne humeur. Mon co-directeurde thèse Abdelhake BOUCHOU a quant à lui grandement contribué à m'épanouir dansce travail de part ses conseils toujours pertinents. L'équipe SAFETY partenaire initialedu projet m'a également accueilli chaleureusement, leur savoir-faire associé à leur enthou-siasme ont été très enrichissants d'un point de vue professionnel, je remercie donc leséquipes BE spécial et BE standard sans oublier les fonctions supports et les managers.Je tiens à remercier tout particulièrement mes managers François SÉBILLET et MarcoZWINKELS qui m'ont fait conance durant ces trois années et pour les années à venir.Régis BESSON, Alain BONNIN et Bruno QUILLIN, méritent également de nombreux re-merciements car ils ont été d'une aide précieuse sur de nombreux sujets. Concernant lespartenaires externes initiaux au projet représentés par Mr VIVES et Mr HANNICOTTE,ainsi que les personnes du centre de recherche SANDVIK (RTC) de Sheeld représentéspar David GOULBOURNE, ils ont apporté leurs soutiens en ressources matérielles et ontgrandement participé à démarrer ce projet, je les en remercie chaleureusement. Je voudraisexprimer ma gratitude envers l'ensemble des personnes du groupe de travail sur l'usinagecomposite SANDVIK auquel j'étais rattaché, tout particulièrement Johan BÖHLMARKet Eleanor MERSON avec qui j'ai échangé de nombreux points de vue. Enn je tiens àremercier l'ensemble des membres du Laboratoire de Mécanique et de Rhéologie et notam-ment son directeur Mr RANGANATHAN, et Roger SERRA pour leurs soutiens lors desconférences. Enn ce fût toujours une joie de retrouver les doctorants du laboratoire autourd'activités diverses, ils ont eux aussi contribué à la bonne ambiance de travail. Parmi cesdoctorants et post-doc, je tiens à remercier Ze MA, Adrien CELLIER, Hicham CHIBANE,Arnaud DUCHOSAL et Damien JOLY avec qui nous avons aujourd'hui des liens fortsd'amitié qui se sont renforcés durant ces trois ans. Je terminerai par exprimer mes sincèresremerciements envers mon amie qui m'a toujours encouragé et supporté lors des momentsdiciles, et mes parents qui m'ont toujours soutenu tout au long de mes études.

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RÉSUMÉ

Résumé

Les composites utilisés dans l'industrie aéronautique sont hétérogènes. Ils sont composésd'une matrice polymère souple et ductile et d'un renfort dur et fragile. Les diérentes phasesainsi que l'anisotropie du matériau peuvent rendre l'usinage de ces matières, dicile. Deuxproblèmes majeurs peuvent être rencontrés lors de l'usinage : garder l'intégrité de la matièreusinée et réduire l'usure de l'outil de coupe. Les niveaux de qualité demandés dans le secteuraéronautique imposent une coupe sans défaut, ces derniers pouvant entrainer une altérationultérieure de la pièce. Les principaux défauts rencontrés sont : le délaminage des plis, lasurchaue de la résine, les plis non coupés francs ou l'écaillage.Dans le but de réduire les défauts d'usinage, le surfaçage d'un composite stratié multiaxial[(45/90/135/0)16]s renforcé par des bres de carbone a été étudié dans ce mémoire.Une partie bibliographique introduit l'étude en passant en revue les matériaux compositesplastiques à renforts en bres de carbone ainsi que les problématiques liées à leur usinage.Une partie expérimentale s'attache à caractériser un outil coupant de type grande avancedédié aux opérations de surfaçage. Dans cette partie l'inuence des diérents angles decoupe sur le mécanisme de formation du copeau est analysée ainsi qu'une étude comparativeentre diérents revêtements et stratégies de coupe. Les résultats de ces essais, qui sontanalysés en termes d'eorts de coupe, de qualité de coupe et d'usure, ont montré l'intérêtde l'utilisation des géométries grandes avances.Une troisième partie présente l'inuence de la géométrie de l'outil sur la température àl'interface et le ux thermique transmis à l'outil. Cet aspect présente un intérêt dansla surveillance de la température du matériau usiné, particulièrement celle de la résineépoxyde qui subit des dégradations thermiques au-delà de 150C. Une géométrie à faibleimpact thermique sur la matière est déduite de ces essais. Les aspects thermiques sontprésentés par l'intermédiaire d'une comparaison entre une méthode semi-numérique et uneméthode semi-analytique. La méthode numérique développée dans ce mémoire présente denombreux avantages comme l'obtention de la température en tout point de l'outil, ce quiouvre des perspectives pour les simulations numériques d'usinage de matériaux composites.Enn une dernière partie présente le nouvel outil coupant dédié à l'usinage de matériauxcomposites stratiés, les axes de développement s'appuient sur les conclusions faites aupréalable, pour des raisons de condentialité cette partie ne sera traitée uniquement qu'àla soutenance de thèse.

Mots clés : usinage composite, bre de carbone, surfaçage, conception d'outil coupant,géométrie d'arête, délaminage, eort de coupe, ux thermique, température à l'interface.

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ABSTRACT

Abstract

Aeronautic composites are inhomogeneous and most often consist in two distinctlyphases. The reinforcement bres are relatively hard and brittle whereas the matrix is softand ductile. The anisotropy causes some severe challenges when machining composites.People in the eld often experience a trade-o between two main problems ; on one hand,keeping the composite parts integrity and quality, and on the other hand, reducing thewear of the cutting tools. The quality level required in aeronautic applications imposes ahigh quality cut of machined parts. Common defects that may occur during machining ofthese materials are delamination, overheat of the resin, uncut bres, and bre pull-out.In order to partly avoid theses defects, a surface milling operation of a multiaxial[(45/90/135/0)16]s carbon bres reinforced plastic was investigated experimentally throughthis study.A rst part consists in a literature review about laminate composites and explains whatare machining issues in this eld.A following part deals with a characterization of a high feed geometry used for compositemachining. In this part, cutting angles as well as cutting strategies and coatings are inves-tigated. Experimental results have been analysed in terms of cutting forces, cutting qualityand tools wear. Furthermore, high feed geometry has obtained good results.A third part is focused on tool geometry thermal impact on cutting material. Cutting tem-perature and the amount of heat ux through the tool are identied. These aspects areimportant for keeping the workpiece temperature below 150C in order to avoid thermaldegradation of the resin. Two methods are compared, one is a numerical method and theother is an analytical method. The numerical method has demonstrated severals advan-tages such like a full temperature informations at each point of the insert, this can helpfuture outlooks on numerical simulation of the machining process.A last part deals with an introduction of the new tool designing, for condential purpose,this part will be presented during the defence of the PhD thesis.

Keywords : composite machining ; carbon ber ; surface milling ; cutting tool design ;cutting geometry ; delamination ; cutting forces ; heat ux ; interfacial temperature.

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Table des matières

Introduction 20

1 Etude bibliographique : Usinage des composites polymères à renforts enbres de carbone 23

1.1 Les matériaux composites à renforts breux . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23

1.1.1 Introduction : historique et marché des matériaux composites . . . . 23

1.1.2 Le renfort : les bres de carbone . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26

1.1.3 Les matrices polymères les plus utilisées . . . . . . . . . . . . . . . . 30

1.1.4 La conception et fabrication des pièces composites . . . . . . . . . . 35

1.1.5 Les procédés de transformation appliqués dans l'aéronautique . . . . 41

1.1.6 Les caractéristiques mécaniques du matériau utilisé dans l'étude . . 41

1.1.7 Conclusion sur les composites à renforts breux . . . . . . . . . . . 42

1.2 L'usinage des matériaux composites . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43

1.2.1 Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43

1.2.2 Identication des problématiques d'usinage des matériaux compo-sites hautes performances . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45

1.2.3 Le principe de coupe en fraisage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45

1.2.4 Étude du fractionnement de la matière . . . . . . . . . . . . . . . . 49

1.2.5 Etude de l'usure outil . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62

1.3 Conclusions sur la bibliographie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 68

2 Impact des géométries d'arêtes et des stratégies de coupe lors d'unsurfaçage d'un composite stratié 71

2.1 Stratégies expérimentales . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 72

2.1.1 Matériels et méthodes : . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 72

2.1.2 Plan d'expérience 1 : comparaison d'un Kr=19et d'un Kr=60pourtrois revêtements diamant . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 86

2.1.3 Plan d'expérience 2 : discrétisation d'un usinage pli par pli . . . . . 90

2.1.4 Plan d'expérience 3 : optimisation du Kr et du rayon d'arête sur unpli . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 92

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TABLE DES MATIÈRES

2.2 Eorts de coupe en surfaçage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 96

2.2.1 Comparaison d'eorts obtenus avec un Kr=19et Kr=60sur quatreplis . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 96

2.2.2 Comparaison d'eorts obtenus avec un Kr=19et Kr=60sur un pli 105

2.2.3 Inuence de l'angle de coupe radial eectif . . . . . . . . . . . . . . . 113

2.2.4 Inuence du revêtement . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 115

2.2.5 Optimisation du Kr et du ER sur le pli à 45 . . . . . . . . . . . . . 116

2.3 Qualité de coupe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 119

2.3.1 Rugosité . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 119

2.3.2 Ecaillages . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 124

2.3.3 Observation des délaminages . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 128

2.4 Usure . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 132

2.4.1 Inuence de l'angle d'attaque sur l'usure . . . . . . . . . . . . . . . . 132

2.4.2 Inuence de la stratégie d'usinage sur l'usure . . . . . . . . . . . . . 135

2.4.3 Inuence du substrat sur l'usure d'un outil revêtu diamant micro-cristallin . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 137

2.5 Conclusions . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 138

3 Inuence de la géométrie de l'outil sur les phénomènes thermiques àl'interface outil-matière 140

3.1 Etat de l'art sur les phénomènes thermiques en usinage . . . . . . . . . . . . 142

3.1.1 Dégradation thermique du composite . . . . . . . . . . . . . . . . . . 142

3.1.2 Les méthodes de mesure de température sur l'arête de coupe . . . . 145

3.1.3 Etat de l'art des modèles thermiques . . . . . . . . . . . . . . . . . . 149

3.2 Matériels et méthodes pour l'exploitation des données thermiques . . . . . . 157

3.2.1 Etalonnage des images infrarouges . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 157

3.2.2 Méthode de mesure de la température par thermocouple . . . . . . . 158

3.3 Essais préliminaires : Relevés de la température matière par caméra infrarouge159

3.4 Application dans la cadre du plan d'essai 3 : impact de l'angle d'attaque surla température à l'interface et le ux thermique traversant l'outil . . . . . . 161

3.4.1 Méthode inverse numérique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 162

3.4.2 Méthode semi-analytique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 169

3.4.3 Comparaisons des résultats numériques et semi-analytiques . . . . . 179

3.4.4 Conclusions . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 184

Conclusion générale 186

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TABLE DES MATIÈRES

Annexes 191

A Bilbiographie matière 191

B Sécurité lors de l'usinage composite 200

C Dimension de la plaquette PDKT 09 05 DE FR-11 202

D Norme angles de coupe 203

E Algorithme de mesure du rayon d'arête 204

F Valeurs de rectication de la face de coupe dans le cadre du plan d'essaisnuméro 3 205

G Démonstration des formules de calcul de l'eort aux interfaces 206

H Démarche de calcul inverse de la température à l'interface selon[Taler et Piotr, 2006] 209

I Classication des revêtements diamant 211

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Liste des tableaux

1.1 Comparaison du coût relatif de fabrication pour des éléments réalisés enmétal et en composite, d'après [Cinquin, 2002] . . . . . . . . . . . . . . . . . 25

1.2 Tableau comparatif des structures des bres selon [Caramaro, 2005] . . . . . 29

1.3 Propriétés mécaniques des résines époxydes selon [Barbonnet, 1992] . . . . . 32

1.4 Comparaison des résines thermoplastiques et thermodurcissables . . . . . . 33

1.5 Températures caractéristiques des thermodurcissables et thermoplastiques . 34

1.6 Propriétés physiques du stratié . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42

1.7 Propriétés mécaniques du stratié . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42

1.8 Tableau des conditions de coupe utilisées par les auteurs issues de la biblio-graphie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 61

1.9 Valeurs des constantes de Taylor pour diérentes orientations de plis selon[K.S. Kim, D.G. Lee, 1992] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 64

2.1 Tableau présentant les paramètres généraux à prendre en compte pour lamise au point d'un outil coupant, en deuxième colonne se trouvent nos pa-ramètres utilisés lors de nos essais . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 71

2.2 Liste détaillée des équipements de mesures utilisés (fa=fréquence d'acquisi-tion) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 74

2.3 Paramètres angulaires des deux géométries utilisées ainsi que le diamètre del'outil . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 87

2.4 Plan d'essai pour Kr = 19, *(rayon d'arête moyen ± 2 µm). . . . . . . . . 88

2.5 Plan d'essai pour Kr = 60, *(rayon d'arête moyen ± 2 µm). . . . . . . . . 89

2.6 Mesures eectuées avant, pendant et après l'essai . . . . . . . . . . . . . . . 90

2.7 Condition de coupe utilisées pour l'usinage de chaque pli . . . . . . . . . . . 91


2.9 Plan d'expérience pour la campagne d'optimisation de l'angle d'attaque,*(Diamètre mini). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 93


2.11 Photos des plaquettes avant l'essai . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 94

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LISTE DES TABLEAUX

2.12 Observation des écaillages et des plis non coupées franc pour la conditioncentrale Vc = 450 m/min pour les géométries Kr=19 et Kr=60, Le lon-gueur d'écaillage (mm) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 128

2.13 Observation des délaminages en entrée matière pour la condition centraleVc = 450 m/min pour les géométries Kr=19 et Kr=60, Ld longueur dedélaminage (mm) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 129

2.14 Observation de l'usure pour Kr=19, l'usure en dépouille, Vb et le rayond'arête (ER). (h (mm), Vc (m/min).) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 133

2.15 Observation de l'usure pour Kr=60, l'usure en dépouille, Vb et le rayond'arête (ER). (h (mm), Vc (m/min).) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 134

2.16 Photos des usures prises à 20 minutes pour le substrat N (6%Co) + mi-croCVD et à 3 minutes pour le substrat 478 + microCVD . . . . . . . . . . 138

3.1 Propriétés thermiques de diérents matériaux utilisés dans l'étude, sources :[Taler et Piotr, 2006], [Jamal Y.Sheikh-Ahmad, 2009] . . . . . . . . . . . . . 143

3.2 Conductivité thermique du substrat N, constitué de 6% de cobalt, en fonc-tion de la température (Source SANDVIK) . . . . . . . . . . . . . . . . . . 143

3.3 Tableau comparatif des mesures de température adapté de [Davies et al., 2007],∗ :ε représente l'émisivité, λl représente la longueur d'onde du ux thermique . 148

3.4 Propriétés thermiques et mécaniques des matières utilisées dans la modéli-sation numérique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 165

3.5 Comparaisons des résultats obtenus dans l'étude pour un système pions-disque (carbure fritté sur composite carbone époxy T800S/M21) et des ré-sultats obtenus dans les travaux de [Mondelin et al., 2010] pour le frotte-ment d'un pion en diamant polycristallin sur un composite carbone/époxyT800S/M21. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 172

3.6 Tableau récapitulatif des résultats du coecient de partage du ux thermique175

3.7 Valeurs des surfaces d'entrées suivant la gure 3.14 page 167 . . . . . . . . . 178

3.8 Résultat du calcul des eorts normaux et tangentiels sur les quatre surfacesd'entrées . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 178

3.9 Tableau comparatif des ux thermiques obtenus par méthode analytiqueet par méthode numérique, Φf,simu est la quantité de ux paramétré enentrée pour atteindre Tetabli,mesuree,extrapolee, e∑φ est l'erreur entre le uxparamétré dans le modèle numérique et le ux évalué par le calcul de puissance180

A.1 Caractéristiques mécaniques des laments vierges (bre de verre) extrait de[Berthereau et Dallies, 2008] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 192

A.2 Caractéristiques mécaniques des laments vierges (bre d'aramide) donnéesdu fabricant Dupont de Nemours . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 193

A.3 Propriétés en traction comparées des bres de carbone commercialisées.(1)HR :Haute Résistance, IM : Module Intermédiaire, HM : Haut Module . . . . . . 194

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LISTE DES TABLEAUX

A.4 Tableau récapitulatif des avantages et inconvénients d'utilisation de dié-rentes résines thermodurcissables . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 196

A.5 Avantages et inconvénients d'utilisation des résines thermoplastiques commematrice dans un composite . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 199

C.1 Dimensions de la plaquette d'usinage PDKT 09 05 DE FR-11 selon le cata-logue Safety 2010 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 202

F.1 Valeurs de rectication de la face de coupe dans le cadre du plan d'essaisnuméro 3 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 205

I.1 Classication des revêtements diamant selon l'institut Fraunhofer VDI 2840 212

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Table des gures

1 Figure extraite de [Prada-Nogueira, 2008] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20

1.1 Marché des composites en France par applications, d'après une estimation2010 de JEC Composites [Reux, 2011] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24

1.2 Modules spéciques de diérents matériaux selon [NetComposites, 2012] . . 25

1.3 Principe de fabrication des bre de carbone ex-PAN issue de [Dupupet, 2008] 27

1.4 Graphiques de comparaison, masse volumique, coût, propriétés mécaniques,de diérentes bres, données de Hexcel Composites . . . . . . . . . . . . . . 30

1.5 Formule chimique d'une chaine polymère d'une résine DGEBA . . . . . . . 31

1.6 Courbe résultat d'un essai de pendule de torsion ISO-537 sur une résineépoxy, avec en G1 le module de cisaillement d'une matrice non chargée et G2

chargée. Λ étant le décrément logarithmique de l'amortissement. La courbeest extraite de [Barbonnet, 1992] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32

1.7 Graphique explicatif du comportement de chaque constituant d'un matériaucomposite, selon [Gay, 2005] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 36

1.8 Schéma d'une bre sollicitée de part et d'autre par une force F . . . . . . . 37

1.9 Schéma d'une ssure dans un composite à bres longues, selon [Piggott, 1980] 38

1.10 Schéma des diérents styles de tissage bidirectionnel selon Hexcel composites 39

1.11 Schéma des diérents types d'empilements selon Hexcel composites . . . . . 40

1.12 Schéma représentant une succession d'agrandissements dans la matière com-posite liée à une liste des paramètres inuençants l'usinage . . . . . . . . . . 43

1.13 Schéma des diérentes étapes de fabrication d'une pièce composite cuite enautoclave . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44

1.14 Répartition des opérations réalisées sur les composites à renforts en bre decarbone, chire SANDVIK 2010 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46

1.15 Schéma d'une fraise en fonctionnement, extrait du catalogue SAFETY 2011 46

1.16 Fraisage en avalant . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 47

1.17 Fraisage en opposition . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 47

1.18 Illustration d'un délaminage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49

1.19 Illustration d'un écaillage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50

1.20 Illustration d'un pli non coupé franc . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50

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TABLE DES FIGURES

1.21 Illustration d'une dégradation thermique (la tâche noire représente la zonecarbonisée) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51

1.22 Modes de coupe introduit par [Ramulu, 1997] . . . . . . . . . . . . . . . . . 52

1.23 Photos issues de l'étude de [Zitoune et al., 2005] . . . . . . . . . . . . . . . . 53

1.24 Rupture des bres devant l'outil en fraisage proposé par [Ghidossi, 2003] . . 54

1.25 Schéma du mécanisme de rupture par [Arola, 1996] et [Wang et al., 1995] . 54

1.26 Relevé d'eorts dans diérents plis en usinage orthogonal extrait de l'étudede [Ramulu, 1997] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55

1.27 Comparaisons de résultats d'eorts de coupe [12] : [Kaneeda, 1991] [13] :[Wang et al., 1995] [14] : [Wang et Zhang, 2003] [17] : [Bhatnagar, 1995],courbes extraites de [Jamal Y.Sheikh-Ahmad, 2009] . . . . . . . . . . . . . . 56

1.28 Relevé de l'eort axial par [Ghidossi, 2003] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 57

1.29 Résultats obtenus par [Wang et Zhang, 2003] concernant les eorts de coupeen fonction de l'angle de coupe, a. eort principal, b. eort d'avance . . . . 58

1.30 Relevé de l'eort axial par [Ghidossi, 2003] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59

1.31 Relevé du prol de l'arête de coupe à diérente longueur d'usinage . . . . . 63

1.32 Photo d'une arête de coupe présentant un écaillage du revêtement . . . . . . 63

1.33 Comparaison d'usure sur l'arête d'un foret entre un revêtement de deuxfournisseurs diérents extraite de [Iliescu, 2008] . . . . . . . . . . . . . . . . 66

1.34 Graphique présentant les diérentes formes d'usure en usinage de maté-riaux métalliques liées à l'augmentation de la température de l'outil selon[Opitz et Gappisch, 1962] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 67

1.35 Schéma représentant la structuration du mémoire . . . . . . . . . . . . . . . 70

2.1 Environnement des essais . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 73

2.2 Méthode d'analyse des eorts de coupe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 75

2.3 Représentation des repères Rf et Rc . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 75

2.4 Représentation de la plaquette dans le repère Rf dénit par les plans Pr, Ppet Pf . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 76

2.5 Représentation des repères Rc et R1c . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 76

2.6 Représentation des repères R1c et R2c . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 77

2.7 Représentation des repères R2c et R4c . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 78

2.8 Représentation des repères liés à l'orientation des bres . . . . . . . . . . . . 78

2.9 Méthode d'analyse des eorts de coupe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 79

2.10 Résultat d'un essai hmin qui consiste à récupérer l'eort spécique de coupeà l'épaisseur copeau maximum en faisant varier l'avance au tour . . . . . . . 80

2.11 Représentation de l'eort de coupe instantanée pour un tour de fraise enga-gée à 100% du diamètre (le signal représenté est une moyenne sur 10 toursconsécutifs) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 81

13

TABLE DES FIGURES

2.12 Représentation du coecient spécique de coupe mc en fonction de l'épais-seur du copeau . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 82

2.13 Représentation d'une comparaison entre une courbe d'essai COM selon BA-GUR et la méthode Hmin en une passe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 83

2.14 Représentation de la longueur unitaire de mesure pour l'estimation du prolde rugosité Ra, ∗ l'orientation des plis est signalée par une barre oblique àdroite pour le pli 135et à gauche pour le pli 45 . . . . . . . . . . . . . . . 84

2.15 Observation de la surface usinée . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 85

2.16 Mesure du rayon d'arête suivant la méthode de [Jamal Y.Sheikh-Ahmad, 2009] 85

2.17 Photo de l'environnement de l'essai . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 87

2.18 Congurations d'usinage pour les géométries Kr=19et Kr=60 . . . . . . . 88

2.19 Schéma représentant le rayon de raccord entre l'arête de coupe et l'arête deplanage, ce rayon de raccord étant le même pour la géométrie Kr = 19etKr = 60, des modications ont été apportées à l'arête : la suppression durayon de raccord et la suppression du plat de planage. . . . . . . . . . . . . 91

2.20 Photo des plaquettes de coupe mettant en évidence le cassage des rayons deraccordement et le planage, a.Kr = 19et b.Kr = 60 . . . . . . . . . . . . . 91

2.21 Photo de la préparation de la plaquette . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 95

2.22 Photo du placement de la plaquette sur le corps et implantation du thermo-couple . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 95

2.23 Vues en coupe de la section copeau d'un outil Kr=19et Kr=60. ∗ : le traitoblique indique l'orientation du pli dans une vue de dessus . . . . . . . . . . 96

2.24 Représentation de l'eort de coupe pour diérentes valeurs d'avances (onrappelle que dans notre cas Fz, l'avance, est équivalente à l'aire en contact) 97

2.25 Résultante des eorts maximum pour Kr=19(a), Kr=60(b) . . . . . . . . 97

2.26 Composantes F4cxu de l'eort spécique de coupe obtenues au copeau maxi-mum pour Kr=19(a) et Kr=60(b) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 98

2.27 Composantes F4cyu de l'eort spécique de coupe obtenues au copeau maxi-mum pour Kr=19(c) et Kr=60(d) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 98

2.28 Schéma représentant l'angle d'inclinaison (λs) et l'angle Kr par rapport àl'orientation de bre 0 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 100

2.29 Schéma représentant la formation du copeau dans les composites breux . . 101

2.30 Clichés pris au microscope électronique à balayage de la matière sur la partiedressée par la fraise d'angle d'attaque Kr=31,3, à gauche une vue à gros-sissement faible, à droite les zones A et B orent des vues agrandies, A estl'intersection de la zone libre et la zone dressée, B est dans la zone dressée . 102

2.31 Clichés pris au microscope électronique à balayage de la matière sur la partiedressée par la fraise d'angle d'attaque Kr=18, à gauche une vue à grossis-sement faible, à droite les zones A et B orent des vues agrandies, A estl'intersection de la zone libre et la zone dressée, B est dans la zone dressée . 103

14

TABLE DES FIGURES

2.32 Clichés pris au microscope électronique à balayage de la matière sur la partiedressée par la fraise d'angle d'attaque Kr=4,7, à gauche une vue à gros-sissement faible, à droite les zones A et B orent des vues agrandies, A estl'intersection de la zone libre et la zone dressée, B est dans la zone dressée . 104

2.33 Photos des copeaux de la condition Kr=4,7(a), Kr=11 (b) lors du pland'essai numéro 3, Vc=200 m/min, h=0,25 mm . . . . . . . . . . . . . . . . . 105

2.34 Photos des copeaux de la condition Kr=18(a), Kr=31,3 (b) lors du pland'essai numéro 3, Vc=200 m/min, h=0,25 mm . . . . . . . . . . . . . . . . . 105

2.35 Courbes isolignes de l'eort résultant par unité d'air appliqué sur l'arête decoupe, vues dans le plan Ps (a. pour Kr = 19, b. pour Kr = 60) pour unempilage [0, 45, 90, 135] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 107

2.36 Graphique traçant l'évolution de la somme des eorts pour les géométriesKr = 19et Kr = 60 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 109

2.37 Courbes isolignes de la composante F4cx,u en fonction de l'angle θ, vues dansle plan Ps (a. pour Kr = 19et b. pour Kr = 60) pour un empilage [0, 45,90, 135] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 110

2.38 Courbes isolignes de la composante F4cy,u en fonction de l'angle θ, vues dansle plan Ps (a. pour Kr = 19b. pour Kr = 60) pour un empilage [0, 45,90, 135] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 111

2.39 Graphique représentant l'évolution de la somme des eorts selon l'angle θpour les géométries Kr = 19, Kr = 60 et Kr = 90, cette dernière estissue de la bibliographie [Jamal Y.Sheikh-Ahmad, 2009] . . . . . . . . . . . 112

2.40 Modèle linéaire d'évolution du déphasage d'angle θ entre les points maximumd'eorts sur la composante F4cy,u en fonction de l'angle d'attaque de l'outil,(le point θ=120correspondant à l'angle d'attaque Kr=90qui est issu dela bibiligraphie.) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 113

2.41 Capture écran du modèle 3D de la plaquette utilisée pour les essais de com-paraison d'angle de coupe radial eectif . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 114

2.42 Comparaison des relevés d'eorts obtenus pour des angles de coupe γint = 5,γint = 10, γint = 15, γint = 20, γint = 25, ap = 1,04 mm, Vc = 100 m/min,Fz = 0,614 mm/tr, Kr=19 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 114

2.43 Comparaison des relevés d'eorts F4resultant,max pour 3 revêtements (dia-mant micro-CVD, diamant nano-CVD, diamant DLC), pour la géométried'arête Kr = 19 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 115

2.44 Comparaison des relevés d'eorts F4resultant,max pour 3 revêtements (dia-mant micro-CVD, diamant nano-CVD, diamant DLC), pour la géométried'arête Kr = 60 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 116

2.45 Résultat F4cr,u, sous forme de diagramme de contours, l'indice de conancedu modèle R2 = 0, 80 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 117

2.46 Résultat F4cx,u, sous forme de diagramme de contours, l'indice de conancedu modèle R2 = 0, 70 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 117

15

TABLE DES FIGURES

2.47 Résultat F4cy,u, sous forme de diagramme de contours, l'indice de conancedu modèle R2 = 0, 92 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 118

2.48 Ra,theo pour les plis à 45et 135 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 120

2.49 Ra,tho pour le pli à 90 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 120

2.50 Évolution du Ra,theo en fonction de l'orientation de la mesure par rapportaux bres . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 121

2.51 Graphique présentant les résultats de rugosité Ra entre les diérents revête-ments pour plusieurs conditions de coupe. Le label gris donne l'orientationdu pli . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 122

2.52 Graphique montrant le nouveau critère RaRa,theo

qui limite l'inuence de l'orien-tation des bres lors de la lecture et la comparaison des rugosités . . . . . . 122

2.53 Photos MEB de l'arête de coupe du revêtement nanocristallin (a) microcris-tallin (b) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 123

2.54 Résulat Rz du plan d'expériences 3 présenté sous forme de diagramme decontour, R2=0,64 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 124

2.55 Photo MEB des "`peloches blanches"' observées en surface . . . . . . . . . . 124

2.56 Images extraites des travaux de [Colligan et Ramulu, 1991] sur la classica-tion des types d'écaillages . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 125

2.57 Photos de la surface usinée pour l'outil Penta high feed (Kr = 19), ap =0,26mm, Vc = 100 m/min, Fz = 0,307 mm/tr, h = 0,1 mm . . . . . . . . . 125

2.58 Photos de la surface usinée pour l'outil Kr = 60, ap = 0,26mm, Vc = 100m/min, Fz = 0,115 mm/tr, h = 0,1 mm . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 126

2.59 Observation des délaminages par analyse des signaux vibratoires pour lagéométrie Kr = 60 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 130

2.60 Composante Fcz de l'eort résultant de coupe pour la géométrie Kr=19(a)et Kr=60(b) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 130

2.61 Graphique présentant les corrélations entre les rayons d'arête et l'apparitiondu délaminage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 131

2.62 Diérence entre ER à 0 mètre de coupe et ER usé pour la géométrieKr=19(a) et Kr=60(b) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 132

2.63 Photo montrant l'abrasivité de chaque pli sur l'arête de coupe . . . . . . . . 135

2.64 Courbes de durée de vie d'outil pour deux stratégies diérentes et deuxnuances diérentes, une nuance N carbure 6%co non revêtue et une nuanceN carbure 6%co revêtue d'un diamant microcristallin d'épaisseur 16 µm, lesconditons de coupe sont Vc=100 m/min, Fz=0,307 mm/tr et Kr=19sur undiamètre outil de 62,5 mm . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 136

2.65 Schéma récapitulant les conditions à éviter et les conditions à préconiser . . 136

16

TABLE DES FIGURES

2.66 Graphique d'usure en dépouille Vb de 2 nuances, une nuance à gradientde cobalt + revêtement microcristallin ép :16 µm et un nuance N 6%Co+ revêtement microcristallin ép :16, les conditions de coupe sont Vc=100m/min, Fz=0,2 mm/tr et Kr=19sur un diamètre d'outil de 62,5 mm. Lesessais sont répétés sur 3 plaquettes, la courbe représente la moyenne desvaleurs d'usure Vb . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 137

3.1 Représentation des échanges de ux entre le copeau, l'outil et la matièreavec Φo−m le ux transmis de l'outil vers la matière, Φm−o le ux transmisde la matière vers l'outil, Φo−c le ux transmis de l'outil vers le copeau, Φc−ole ux transmis du copeau vers l'outil, Φc−m le ux transmis du copeau versla matière et Φm−c le ux transmis de la matière vers le copeau. . . . . . . 141

3.2 Résultat obtenu par [Zitoune et al., 2005] concernant la température de lazone de coupe pour diérentes orientations de plis . . . . . . . . . . . . . . . 145

3.3 Photos issues des travaux de [Basti et al., 2007] montrant l'implantation dethermocouples dans la fabrication d'une plaquette de tournage, TiAlN, TiAl-SiN et TiN représente la nature des revêtements des plaquettes . . . . . . . 147

3.4 Représentation des deux régions, inverses et directes . . . . . . . . . . . . . 150

3.5 Schéma de la démarche de calcul hybride de [Bonnet, 2010] . . . . . . . . . 154

3.6 Résultat de l'essai-pion disque issu de [Bonnet, 2010] . . . . . . . . . . . . . 155

3.7 Étalonnage de l'émissivité de la matière à 100C . . . . . . . . . . . . . . . . 158

3.8 Description et mise en place de l'équipement thermocouple à transmissionde données par radiofréquences . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 159

3.9 Température maximum de la surface usinée pour la géométrie Kr=19(a) etKr=60(b) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 160

3.10 Énergie de coupe au copeau minimum pour Kr=19(a) et Kr=60(b) . . . . 161

3.11 Schéma descriptif de la méthode semi-numérique, avec φinpion le ux ther-mique traversant le pion, φtotalpion−disque la puissance thermique du proces-sus pion-disque, φtotalprocessus de coupe la puissance thermique du processusde coupe et βc−c(Vc) le coecient de partage thermique entre le carbure etle composite carbone/époxy en fonction de la vitesse de coupe . . . . . . . . 162

3.12 a. schéma d'un processus de coupe métallique, la longueur Lc représentela longueur de contact outil-copeau, cette longueur est usuellement prise encompte dans le calcul du ux. b. schéma d'un processus de coupe composite,les longueurs h et Vb sont prises comme hypothèse pour dénir les dimensionsdes surfaces d'échanges dans le calcul du ux . . . . . . . . . . . . . . . . . 163

3.13 Vue du modèle par éléments nis avec les conditions aux limites . . . . . . . 166

3.14 Vue en zoom sur l'arête montrant les zones d'entrée du chargement en uxthermique dans le modèle numérique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 167

3.15 Graphique des relevés de mesure au point Tmesure pour trois angles d'at-taque, Kr = 4, 7, Kr = 18et Kr = 31, 2 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 168

17

TABLE DES FIGURES

3.16 Résultat comparatif des montées en température de la simulation numériqueet celles relevées par thermocouple pour les conditions N1, N33 et N5 . . . . 169

3.17 Représentation du principe de frottement pion-disque et dénition des zonesde déformations plastiques et d'adhésion. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 170

3.18 Photos du banc d'essai de frottement adapté sur une machine PCI météor 10171

3.19 Relevé d'eorts lors du frottement d'un pion carbure sur une plaque com-posite T800S/M21 (plan incliné à 19) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 172

3.20 Valeurs moyennes de température dans le pion de frottement . . . . . . . . 174

3.21 Schéma des étapes de l'algorithme Matlab pour calculer φin et Tsurf à partirdes signaux T1 et T2 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 174

3.22 Principe d'évaluation de l'eort normal en dépouille du planage, appliqué àla condition N5 (Kr=31,2, ER=25 µm) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 177

3.23 Valeurs des ux thermiques surfaciques à travers les quatre surfaces d'entrées179

3.24 Évolution de la température à l'interface avec mise en évidence des partiespériodiques et apériodiques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 181

3.25 Évolution des amplitudes périodiques de température à l'interface de dé-pouille de l'arête principale en fonction de l'angle d'attaque issue de la si-mulation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 182

3.26 Capture d'écran du modèle numérique de la condition N1 pour la solicitationmaximum en température. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 183

3.27 Capture d'écran du modèle numérique de la condition N33 pour la solicita-tion maximum en température. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 183

3.28 Capture d'écran du modèle numérique de la condition N5 pour la solicitationmaximum en température. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 184

A.1 Domaines d'utilisation des diérentes matrices thermodurcissables commer-cialisées par HEXCEL . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 197

B.1 Représentation schématisée d'une bre de carbone, en dessous de cette tailleelle devient dangereuse pour le corps humain . . . . . . . . . . . . . . . . . 200

B.2 Schéma de L'INRS présentant le classement de la dangereusité des bres . . 201

C.1 Plan de la plaquette PDKT 09 05 DE FR-11 . . . . . . . . . . . . . . . . . 202

D.1 Norme NF E 66-502 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 203

E.1 Algorithme de mesure du rayon d'arête usée en abrasion avec la conditionque le rayon d'arête soit inclu à l'intérieur du prol de mesure . . . . . . . . 204

F.1 Vue en coupe de la plaquette d'usinage utilisée dans le plan d'expériencenuméro 3 avec la représentation de l'angle de rectication de la face de coupe205

G.1 Représentation des composantes Ts et Tt dans l'espace . . . . . . . . . . . . 206

18

TABLE DES FIGURES

G.2 Vues des composantes Ts et Tt dans leurs plans respectifs . . . . . . . . . . 207

H.1 Paramètrage des dimensions pour le calcul inverse par 2 volumes nis . . . . 209

19

Introduction

Depuis les années 1970, l'utilisation des composites en plastiques renforcés a révolu-tionné le domaine aéronautique, incitant les constructeurs à repenser les modes de concep-tion et les modes de fabrications des pièces d'avion. Deux motivations principales sontprésentes quant à l'exploitation des composites en aéronautique.

D'une part, l'utilisation à grande échelle de ces matériaux dans les pièces de structureapporte un gain en masse considérable pour l'appareil tout en gardant un niveau de tenuemécanique élevé. Les nouvelles générations d'appareil comportent en eet plus de 50% depièces composites comme le montre la gure 1, ce gain de masse se traduit par une baissedes consommations de carburant, dont le coût élevé devient aujourd'hui de plus en plus aucentre des préoccupations.

D'autre part, les coûts de production sont diminués par rapport aux structures métal-liques du fait de l'intégration de fonctions et de suppression d'étapes d'assemblages.

Figure 1 Figure extraite de [Prada-Nogueira, 2008]

20

INTRODUCTION

Même si l'industrie aéronautique ne consomme que 4% en volume mondial de compo-sites transformés (chires JEC 2010), les pièces réalisées sont à fortes valeurs ajoutées. Denombreuses opérations de fabrications, de tests de certication et de contrôles qualités sontindispensables pour produire des pièces nales sans défaut. Dans le cycle de transformationd'une pièce composite, le parachèvement intervient à la n du processus de fabrication. Lamaîtrise du procédé d'usinage est donc primordiale lors de cette ultime étape an d'évitertout rebut coûteux. Certaines conséquences d'un usinage sont en eet des sources poten-tielles de fragilité pour l'ensemble de la structure. Le comportement du matériau compositeen usinage est très diérente des métaux. En eet, les propriétés hétérogènes et anisotropesdes matériaux composites les rendent diciles à usiner. De nombreux auteurs ont mis enévidences ces dicultés, ils seront passés en revue dans l'étude bibliographique.

Deux majeures problématiques se dégagent dans le cadre de l'usinage composite, d'unepart, quelles sont les conséquences d'un usinage sur la qualité de la matièreusinée ? et d'autre part, comment limiter l'usure rapide en abrasion des outils decoupe ?

Dans cette étude, ces questionnements seront abordés d'un point de vue scientique,sans perdre de vue l'application industrielle.

L'ensemble des travaux présentés a été réalisé en collaboration avec le carburier Safety,dont le c÷ur de métier est la conception, la fabrication et la vente de plaquettes d'usinageamovibles pour des applications de tournage et de fraisage. Ainsi, cette étude a pour ob-jectif, la conception d'un outil coupant à plaquettes amovibles pour des applications desurfaçage de matériaux composites utilisés dans l'aéronautique.

La famille des matériaux composites aéronautiques étant très large, une première partiebibliographique présentée dans ce rapport se focalise sur les matériaux composites plas-tiques renforcés avec des bres de carbones de type carbone/époxy stratiés. Ces maté-riaux sont utilisés comme pièces de structure dans l'aéronautique. Leur compositions, leursconceptions ainsi que les paramètres pouvant inuencer l'usinage y sont développés. Deplus, il a été décidé d'étudier le comportement d'outils de coupe en application de sur-façage, cette étude viendra donc enrichir un nombre restreint d'articles scientiques ensurfaçage de composite recensés dans la bibliographie.

D'un point de vue outils coupants, trois principales familles d'outils sont utilisées indus-triellement pour le surfaçage de nition des matériaux composites : les outils monoblocs, lesoutils à plaquettes amovibles et les outils à concrétions diamantées. Cette dernière famillese rapproche des outils de type meule abrasive utilisés pour des opérations de rectication.Les faibles avances par tour utilisées par ces outils limitent les défauts d'usinage commel'écaillage de bre, ou les bres non coupées. Cependant, an de tenir des cadences indus-trielles élevées (vitesse de coupe supérieure à 600 m/min) l'outil à tendance à s'encrasserrapidement par le collage de la résine sur l'outil. Cette solution impose donc la mise enplace d'une lubrication an de refroidir le processus et d'éviter les casses d'outil ou lesarrêts de production.

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INTRODUCTION

L'utilisation des outils à concrétions diamantées vient concurrencer les plaquettes amo-vibles, c'est pourquoi nous proposons dans cette étude d'améliorer le comportement d'outilà plaquette lors de l'usinage de matériaux composites. D'un point de vue conception, deuxaxes de développement sont présentés, d'une part, une étude des géométries de l'outil etdes stratégies de coupe, et d'autre part, une étude thermique du processus du coupe.

Le premier axe de développement est traité en deuxième partie de cette étude, un tra-vail sur l'arête de coupe y est présenté. Aussi bien les aspects méso-géométriques, commeles angles de la plaquette et le rayon d'arête, que les aspects micro-géométriques, commeles revêtements d'outil, y sont abordés. Les critères d'acceptations des nouvelles solutionssont liés aux défauts d'usinage sur les matériaux composites. Ces derniers sont connus etrépertoriés par la communauté scientique et industrielle. Ils sont classés selon des critèresquantitatifs non normés : Ces critères font intervenir une limite en délaminage (décohé-sion entre deux plis du composite), une limite d'écaillage (arrachement de bres en surfacelibre), une limite en rugosité (qualication du prol usiné), ainsi qu'une température maxi-male de la matière usinée. Cette partie s'attache non seulement à respecter ces critères maisaussi à proposer des méthodes pour dénir l'usinabilité d'un composite. Une adaptation ducouple outil-matière est ainsi proposée, des cartes d'usinabilités sont présentées et le critèrede rugosité Ra qui est discutable sur des surfaces composites breux, est adapté. Une évo-lution de ce critère est en eet discutée en fonction des caractéristiques matières (nombrede laments par mèches, diamètre de bre, fraction de bres). De plus, de nombreusesinterrogations restent en suspens quant aux liens entre l'usure et l'apparition d'un défautsur la matière usinée. Sur ce dernier point, une surveillance de l'apparition de délaminageest proposée dans ces travaux.

Une troisième partie présente les aspects thermiques lors de l'usinage de matériauxcomposites. Du fait de la sensibilité de cette matière à la température, il est important demaîtriser les échanges thermiques au sein de la zone de coupe sous peine d'endommagerle matériau. Une méthode de quantication semi-numérique du ux thermique traversantl'outil est discutée. Cette méthode informe sur la valeur du ux traversant l'outil maisaussi sur l'évolution des vagues de température à l'interface. Deux objectifs sont adossés àcette méthode, le premier est de s'interroger sur des moyens techniques pour limiter la partdu ux échangée avec la matière et le deuxième est de connaître l'impact en températured'une solution d'outil sur la matière.

Cette dernière méthode ainsi que les résultats des tests d'usinabilité sur diérentesgéométries aboutissent sur une conception d'outil coupant dédiée à l'usinage de stratiéscomposites. Cette nouvelle conception est présentée en dernière partie de ce mémoire.

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1 Etude bibliographique : Usinage des com-posites polymères à renforts en bres decarbone

1.1 Les matériaux composites à renforts breux

"Un matériau composite est un assemblage de deux corps non miscibles dont les qua-lités individuelles se combinent en donnant un matériau hétérogène dont les performancesglobales sont améliorées."(extrait de [Jamal Y.Sheikh-Ahmad, 2009])

1.1.1 Introduction : historique et marché des matériaux composites

Les matériaux composites sont classés en trois grandes familles :

Les composites à matrice organique Les composites à matrice métallique Les composites à matrice céramique

Cette étude portera sur les composites à matrice organique qui sont par ailleurs les plusutilisés parmi les trois familles.

Les matériaux composites sont de plus en plus présents dans de nombreux domainestels que l'automobile, l'aéronautique, le nautisme, l'énergie, les transports,... ces matériauxont la faculté de remplacer dans certaines applications les métaux et même d'améliorerles caractéristiques mécaniques. En eet leurs résistances spéciques (rapport de la limiteélastique et de la masse volumique) et leurs rigidités importantes leurs donnent des caracté-ristiques très avantageuses. La gure 1.1 présente une répartition par domaine d'applicationdes matériaux composites.

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1.1. LES MATÉRIAUX COMPOSITES À RENFORTS FIBREUX

Figure 1.1 Marché des composites en France par applications, d'après une estimation2010 de JEC Composites [Reux, 2011]

Ci-dessous une liste d'éléments ou produits pouvant être réalisés en matériaux compo-sites, classés par domaines d'application :

Aéronautique : Pièces de structures primaires et secondaires (caisson central de voi-lure, portes, cloisons...)

Automobile et ferroviaire : pièces de carrosserie, planché, sièges... Sport et loisirs : club de golf, sports mécaniques, crosse de hockey... Matériel médical : table de radiographie... Electricité et électronique : circuits imprimés, composants... Construction industrielle : composants mécaniques, bras de robot, engrenages... Construction civile : renforts de bâtiment, structures de pont... Marine : coques de bateau...

On distinguera dans le cadre de cette étude les composites hautes performances quisont constitués d'une matrice thermodurcissable associée à un renfort en bres de carbone,de verre ou d'aramide. Les principaux secteurs consommateurs de composites hautes per-formances sont essentiellement l'aéronautique, l'industrie spatiale, la construction navaleet l'industrie du sport. Les matériaux composites sont adaptés à leur domaine d'utilisation.En eet dans certains secteurs, on recherche plutôt la légèreté, dans d'autres les perfor-mances mécaniques. La gure 1.2 montre une comparaison de matériaux composites parrapport à leur rigidité spécique. Cette gure indique que les composites renforcés avec desbres de carbone présentent un rapport rigidité sur poids qui permet de les utiliser dansdes applications qui requièrent à la fois des structures légères et résistantes.

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Figure 1.2 Modules spéciques de diérents matériaux selon [NetComposites, 2012]

Globalement, les matériaux composites présentent des atouts cités ci-dessous : Une économie de poids de 20 à 40%, (à titre de comparaison, un composite en bresde carbone, présente une densité de 1,6 contre 2,7 pour un alliage d'aluminium detype 2070).

Le faible coecient d'expansion thermique de ces matériaux permet de les utiliserdans des applications à fort gradient thermique sans que la structure subisse dechangement dimensionnel (comme dans les satellites par exemple).

Les réparations sur des pièces endommagées sont possibles. En eet la rupture fragiledes bres donne lieu à une rupture qui n'est pas brutale mais progressive.

Il est possible de renforcer le matériau dans le sens des eorts. Le coût d'assemblage et le coût de production de l'ensemble peuvent être réduitsen rassemblant plusieurs pièces en une seule. Le tableau 1.1 issu de [Cinquin, 2002]montre les réductions du coût d'assemblage grâce à l'apparition des matériaux com-posites.

Dérive hélicoptère Dauphin Moyeu rotor Dauphin Dérive Airbus

Alliageléger

Composite Alliageléger

Composite Alliageléger

Composite

Nombre depièces

231 88 293 92 2000 100

Assemblage 5940rivets

collage Rivetage Bobinage +assemblage

50000rivets

Cocuisson +assemblage

Coût relatiffabrication(%)

100 66 100 35 100 NC

Table 1.1 Comparaison du coût relatif de fabrication pour des éléments réalisés en métalet en composite, d'après [Cinquin, 2002]

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Cependant, les matériaux composites présentent aussi des inconvénients :

Ils nécessitent un contrôle non destructif, long et coûteux, pour chaque pièce destructure.

Le vieillissement humide implique des baisses des propriétés mécaniques. La température d'utilisation faible (inférieure à 300C) La sensibilité aux trous dans la structure

La technologie des matériaux composites hautes performances (H.P.) n'est pas nou-velle, ces matériaux sont apparus après 1945, avec un pic d'utilisation dans les années 70.Aujourd'hui les matériaux composites H.P. ne sont pas aussi bien connus que les métaux.Leur emploi nécessite une conception longue et souvent onéreuse, ce sont des produitsà forte valeur ajoutée puisque leur développement est souvent associé à une applicationspécique. De plus, chaque matériau pose ses propres problématiques de fabrication, par-ticulièrement en termes d'usinabilité. L'usinage de ces matériaux constitue le c÷ur dutravail de thèse, c'est la raison pour laquelle une étude bibliographique vise à identier lesprincipes de conception des matériaux composites dans le but de répondre à des question-nements comme : quelle est l'inuence des paramètres matière sur l'usinabilitédu matériau ? Et quel est l'impact d'un usinage sur les caractéristiques de lamatière ?

1.1.2 Le renfort : les bres de carbone

Les matériaux composites à matrice polymère sont renforcés à l'aide de diérents typesde bres selon l'application désirée. Le rôle des renforts breux est de supporter la chargeappliquée au matériau, de conférer une certaine rigidité dans leur axe et d'assurer la tenueen uage du matériau. Les bres de verre sont de loin les bres les plus utilisées carce sont les moins coûteuses et les composites associés comportent des rigidités spéciquescomparables aux alliages d'aluminium. Les bres de carbone sont particulièrement ecacesen termes de renforts, elles sont utilisées dans la plupart des avions soit comme composantsecondaire ou comme composant de structure. Cependant, le prix élevé des bres de carbonelimite leur application pour des structures hautement sollicitées.L'ensemble des bres sont classées selon leur nature. Pour chacune d'entre elles, une revuesera faite en annexe A sur leurs composants de base, leurs propriétés mécaniques, leursatouts, leurs faiblesses. La partie bibliographique est focalisée sur les bres de carbone etles tissus utilisés dans les stratiés aéronautiques, qui sont au c÷ur de l'étude.

Les bres de carbone font partie de la famille des bres inorganiques synthétiques[Dupupet, 2008]. Le coût élevé de ces bres s'explique par un processus de fabricationlong, ainsi que par la diculté d'obtenir une bonne qualité de surface des bres. En eet,la cohésion des constituants du composite est assurée uniquement par l'interface bre-matrice, c'est donc un des points clé du processus de fabrication.

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1.1.2.1 Le procédé de fabrication

Il existe plusieurs types de transformation de la bre de carbone et plusieurs matièrespremières. On peut regrouper deux matières premières qui sont le brai isotope et le braimésophase ; elles sont toutes les deux issues de résidus de houille ou de pétrole. Leurscaractéristiques mécaniques ne permettent cependant pas de concurrencer les bres decarbone à base de PAN (PolyAcriloNitirile). Le PAN est en eet fabriqué à partir detrois constituants : le propylène, l'ammoniac et l'air. Ils sont injectés dans un processus desynthèse que l'on appelle le processus SOHIO. Une fois le PAN en sa possession, sous formede bobine, le fournisseur de bres de carbone peut alors choisir diérentes températuresde traitement et ainsi créer un phénomène de carbonisation ou de graphitisation après uneétape préalable d'oxydation du PAN.

Figure 1.3 Principe de fabrication des bre de carbone ex-PAN issue de [Dupupet, 2008]

Ces températures de traitement ont pour objectif de sélectionner la résistance à latraction et le module d'Young souhaités. Dans le cas des bres dites "hautes résistances", leszones cristallines sont peu développées. Quant aux bres de carbone dites "hauts modules",la structure se rapproche de celle du graphite. Elles ont une meilleure organisation cristallineet sont donc plus rigides que les bres hautes résistances. La diérence avec le graphite purse situe au niveau microscopique. En eet, on trouve des zones amorphes mélangées avecdes zones cristallines alors que le graphite est entièrement cristallin avec un empilement decouches de graphènes peu liées entre elles, c'est ce qui rend le graphite friable.

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1.1.2.2 L'interface

Pour compléter le processus de fabrication d'une bre, il est important de considérerla bre dans son usage ultérieur, et notamment dans un environnement résineux. Ainsi lasurface de la bre est soumise à plusieurs traitements qui sont physiques et/ou chimiques.

Procédé physique : Attaque de la surface pour créer des points d'ancrage mécaniquepour la résine

Procédé chimique : L'oxydation électrolytique consiste aussi à créer des points d'an-crage, c'est la technique la plus utilisée par les fournisseurs de bres de carbone.

Les bres sont ensuite regroupées sous forme de mèches pouvant aller de 1000 à 24000laments pour les mèches standards et 100000 pour les mèches les plus importantes. Enn,un dernier traitement est eectué, on l'appelle l'ensimage. Il consiste à appliquer de larésine sur les bres an d'améliorer le frottement entre ces deux constituants et de faciliterles opérations ultérieures de lage ou de pré-imprégnation. L'ensimage a des propriétéslubriantes et antistatiques. L'ensimage est, bien sûr, adapté au type de résine (ou groupede résine) qui sera utilisé pour la pièce composite nale.

1.1.2.3 Les propriétés mécaniques de la bre de carbone

Pour comparer les propriétés mécaniques des diérentes bres, on utilise la méthodeissue de NF EN ISO 10618 par bres pré-imprégnées d'une résine dont le taux d'allongementà la rupture est deux à trois fois supérieur à celui de la bre seule. Les producteurs de bresdéterminent la qualité des bres selon le module d'Young, la résistance en traction, la massevolumique, la masse linéique et le taux d'ensimage. Il existe diérents critères de classementselon le test mécanique eectué :

Cisaillement (test ILSS) Compression Fatigue (à noter que la résistance à la fatigue des bres de carbone est excellente,pour 10 millions de cycles, un composite à bre de carbone ne perd que 20 à 30% deses propriétés contre 70% pour l'aluminium)

Choc (caractéristiques faibles mais compensées en insérant des charges thermoplas-tiques dans une résine époxyde par exemple)

Le lecteur pourra se référer au tableau A.3 en annexe A présentant les valeurs desdiérents critères de classement ainsi que les principaux fournisseurs mondiaux de bresde carbone.

1.1.2.4 Le caractère abrasif de la bre de carbone

D'après l'article scientique de référence [Rawat et Attia, 2009b], la dureté du matériaucomposite carbone/époxy est de 418 HV, avec 73 HV pour la matrice époxy.

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La loi des mélanges permet d'obtenir la dureté des bres, ainsi dans le cas d'un taux derenfort à 60%, la dureté des bres est de 648 HV pour la bre (correspondant à environ 57HRc). Comme l'outil usine deux matériaux à la fois, ces renseignements sont primordiauxpour l'étude de l'usure de l'outil. (voir le paragraphe 1.2.5).

Conclusion

Dans les composites à renforts breux, la bre est souvent l'élément le plus résistant et leplus dur comparativement à la résine. Dans le processus de coupe, les bres font partie d'undes trois corps d'abrasion décrit dans les travaux de [Rawat et Attia, 2009b] qui introduitl'abrasion trois corps à savoir le carbure et le cobalt présents dans l'outil de coupe et lesparticules de carbone des bres. Comme il est décrit précédemment et en annexe A, ilexiste plusieurs types de bres, elles ont toutes leurs avantages et leurs inconvénients. Lesgraphiques présentés sur la gure 1.4 permettent de classer les sortes de bres suivant leurcoût, leur résistance, leur rigidité et leur masse volumique. Ces informations sont précieusespour l'usineur. An de conclure sur cette revue des bres commercialisées, le tableau 1.2présente les diérentes structures cristallographiques des bres, cet aspect est intéressantpuisqu'il permet avant même l'usinage de prédire le comportement abrasif de la bre, etégalement le comportement sous une sollicitation de cisaillement. Ainsi, la découpe de bresayant une structure interne de type "`breuses"' peut conduire à une coupe non franche,tandis que des structures en couches ou isotropes, se sectionneront sous l'eet de l'outil auniveau des joints structurels.

Parce que les bres ne sont pas les seuls constituants des matériaux composites, l'étudedes résines utilisables est incontournable, ces résines peuvent également avoir des eetsnéfastes lors de l'usinage comme le collage sur les arêtes de coupe, ces eets sont décritsdans le paragraphe 1.1.3.

Table 1.2 Tableau comparatif des structures des bres selon [Caramaro, 2005]Fibres PET, PA Aramide Carbone Verre

Structure

Fibreuse Fibreuse En couches Isotrope

LiaisonCovalente,Van desWaals

Covalente, Hy-drogène, Van derWaals

Covalente, Vandes Waals

Covalente

Cristallinité Faible Paracristallinité Paracristallinité Amorphe

Orientation Faible Très élevée Elevée Aucune

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Figure 1.4 Graphiques de comparaison, masse volumique, coût, propriétés mécaniques,de diérentes bres, données de Hexcel Composites

1.1.3 Les matrices polymères les plus utilisées

Même si les polymères présentent des caractéristiques mécaniques très faibles compa-rées aux bres, la matrice joue un rôle indispensable dans le matériau composite. D'unpoint de vue fonction, la matrice assure : la cohésion de la pièce et lui donne sa forme, deplus elle protège les bres de l'environnement extérieur. D'un point de vue mécanique, lamatrice transfère les charges d'une bre à l'autre, elle travaille en cisaillement dans le senstransverse au sens des bres et évite le ambement des bres lors d'une compression. Deuxtypes de polymères sont utilisés aujourd'hui dans les composites stratiés. On trouve d'unepart les thermodurcissables et d'autre part les thermoplastiques. Leur plus grande dié-rence réside dans leur mise en forme. Toutes les matrices ont des comportements diérents,une revue des caractéristiques de chacune sera faite en termes de propriétés mécaniques etthermiques, plus particulièrement détaillée pour la résine époxyde, l'ensemble des résinescommunes est détaillé en annexe A. Dans l'optique d'étudier le comportement thermomé-canique en usinage d'un matériau composite, les caractéristiques thermiques de la matricesont primordiales.

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1.1.3.1 Les thermodurcissables : la résine époxyde

Les résines époxydes sont utilisées pour les critères de hautes performances lorsqu'ellessont associées à des bres. L'adhérence bres/résine est un critère fondamental si l'onsouhaite atteindre de hautes performances mécaniques avec le composite. On désigne parrésine époxyde, les résines qui comportent dans leurs chaines des groupes époxy. Il existeplusieurs variables de chaines mais celle qui est utilisée le plus souvent et qui représente95% du tonnage mondial est la résine DGEBA (diglycidyléther du bisphénol A).

a. Les consituants de base de la résine DGEBA :Les chaines polymères constituant la résine sont dotées de groupes époxy à leursextrémités comme présenté sur la gure 1.5.

Figure 1.5 Formule chimique d'une chaine polymère d'une résine DGEBA

On désigne les résines par trois constituants qui sont : la résine de base, le durcisseuret parfois l'accélérateur. La disposition aux extrémités des groupes époxy dans lachaine polymère rend cette dernière très réactive à un durcisseur, on appelle cetteréaction, la réticulation. La réticulation est une réaction chimique qui ore la pos-sibilité aux chaines de créer des réseaux tridimensionnels pontés. L'élévation de latempérature a pour eet d'accélérer la réaction chimique de polymérisation, la résinepasse alors de l'état liquide, à l'état gélatineux, puis enn à l'état solide (ou plutôtvitreux). Cette réaction est également appelée, le thermo-durcissement. Le dernierétat s'appelle la vitrication qui est la transition entre l'état gel et solide, elle-mêmedénie par la température de transition vitreuse notée Tg qui est une caractéristiqueimportante de la mise en ÷uvre des résines thermodurcissables. Cette températuremarque la complète polymérisation de la résine, ainsi lors de la mise en ÷uvre dustratié, on dépasse cette température. En règle générale, plus la résine a une tran-sition vitreuse élevée et plus la résine une fois polymérisée sera résistante.

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b. Les propriétés mécaniques :Dans le tableau 1.3 sont présentées les propriétés mécaniques des résines époxydes

Table 1.3 Propriétés mécaniques des résines époxydes selon [Barbonnet, 1992]

Caractéristiques

Valeur moyennepour la formule de

référence

Contraintes à la rupture en traction (Mpa) 70 à 80

Module d'élasticité en traction (Gpa) 10,2

Taux d'allongement à la rupture en traction (%) 1 à 1,5

Contraintes à la rupture en compression (Mpa) 140 à 150

Contraintes à la rupture en exion (Mpa) 110 à 130

Allongement maximal à la rupture en exion (%) 1,2 à 1,7

Coecient de Poisson 0,35

Résistance au choc Charpy (KJ/m2) 7 à 10

c. Les propriétés thermiques :Une fois le matériau réticulé, il est impossible de réitérer la réaction sous peine decarboniser la matrice, c'est le caractère irréversible des thermodurcissables. Il fautdonc dénir une température limite d'utilisation de la pièce nie qui est la limitede température au-delà de laquelle la matrice s'altère, autrement dit les propriétésmécaniques du matériau se détériore. En général on prend Tg auquel on retranche30C, pour dénir la limite d'utilisation. La gure 1.6 montre un exemple d'altérationdu module de cisaillement pour une résine époxy, dès 80C le module commence às'altérer.

Figure 1.6 Courbe résultat d'un essai de pendule de torsion ISO-537 sur une résine époxy,avec en G1 le module de cisaillement d'une matrice non chargée et G2 chargée. Λ étant ledécrément logarithmique de l'amortissement. La courbe est extraite de [Barbonnet, 1992]

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1.1.3.2 Comparaison des matrices thermoplastiques et thermodurcissables

Table 1.4 Comparaison des résines thermoplastiques et thermodurcissablesThermoplastiquesthermostables

Thermodurcissables

Etat de base Solide (granulés) Liquide visqueux à polymériser

Stockage de la matièrepremière

Illimité à température ambianteDate de péremption et conservation

à -20C

Mouillabilité (lors dela fabrication de pré-imprégné)

Dicile Aisée

Stabilité des pré-imprégnés

Bonne Faible

Température de mise en÷uvre

Faible <200C Elevée >200C

Réaction chimique du-rant la mise en ÷uvre

Rarement Oui

Procédé d'obtentionPar injection ou compression au-delà de Tf

Chauage et pression continue

Temps de production Court (quelques minutes) Lent (quelques heures)

Tenue au choc Assez bonne Faible

Capacité de recyclage Bonne Limité

Environnement de fabri-cation

Propre Poussières et émanations

Prix Equivalent

Les thermoplastiques thermostables présentent de nombreux avantages de coût de pro-duction comme le montre le tableau 1.4 mais aussi des propriétés améliorées par rapportaux thermodurcissables qui sont les suivantes :

La tenue au choc :en eet les thermoplastiques absorbent beaucoup mieux les chocs que les thermodur-cissables, on ajoute parfois des charges thermoplastiques dans les résines thermodur-cissables.

Les déchets sont recyclables :un simple cycle de chauage au-delà de Tf et le matériau est réutilisable sans pertede propriétés. Concernant les thermodurcissables le recyclage ne permet pas la réuti-lisation du matériau. Parmi les procédés les moins couteux, on retrouve le broyage.La solvolyse, encore à l'étude, permettrait de récupérer séparément les bres et larésine pour les réutiliser en tant que matière première et/ou combustible énergétique.

Facilité et rapidité de mise en ÷uvre :peu de problèmes de stockage, ni de sécurité liés à leur manipulation. Le procédéd'obtention d'une pièce est similaire à de l'injection plastique ou à la cuisson de plispré-imprégnés.

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Cependant les thermoplastiques comportent diverses contraintes d'utilisations par rap-port aux thermodurcissables, ce sont les raisons pour lesquelles ces derniers sont préférésdans les industries de hautes performances :

La température de mise en ÷uvre :pour injecter ou cuire un pré-imprégné thermoplastique, il est nécessaire de fournirune plus haute température (au delà de 350C) par rapport aux thermodurcissables,ce qui implique un investissement et une maintenance plus coûteuse pour les équipe-ments de production.

Les propriétés mécaniques du matériau nal :les thermoplastiques présentent en règle générale des propriétés mécaniques moinsélevées que les thermodurcissables. De plus le renfort est dicilement orientable lorsd'une injection ou d'une compression. La plupart des renforts des thermoplastiquessont donc des bres courtes. La longueur des bres varie entre 1 et 12 mm de lon-gueur selon la technologie d'injection utilisée. Les caractéristiques mécaniques sontdonc amoindries comparées à l'utilisation de bres longues. En outre, il est possiblede placer les bres grâce aux préimprégnés thermoplastiques mais ces derniers sontdicilement drapables.

Enn, cette recherche bibliographique a été orientée de façon à extraire un maximumde grandeurs importantes pour l'usineur. Les températures de mise en ÷uvre et de transi-tion vitreuse font partie de ces caractéristiques importantes, leur connaissance est un plusindéniable pour la mise au point d'outil de coupe ou l'optimisation de conditions de coupe.

Table 1.5 Températures caractéristiques des thermodurcissables et thermoplastiquesMatrices thermoplastiques Tg Tf Tservice

PEEK(polyétheréthercétone) 143C 334C 250C

PEI(polyéther imide) 215C - 171C

PPO( polypropylène) 210C - 120C

PPS (polyphénylène sulfuré) 85C 285C 130-250C

PPS (polysulfones) 220C - 190C

PET 70C 255C

Matrices thermodurcissables Tg sec

Epoxyde M21 (cuit à 180C) 203C

Epoxyde 916 (cuit à 120C) 146C

BMI 360C

BMI F650, F652 316C

BMI F655 288C

BMI M65 300C

Phénolique M25 108C

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Conclusion

Les deux constituants principaux d'un matériau composite ont été présentés dans cettepremière partie, à savoir la matrice et les renforts. Les paramètres pouvant interagir durantle processus de coupe ont été identiés : la dureté des bres et leur nature cristallographique.Ces facteurs inuencent l'abrasion de l'outil. La température des résines est égalementun aspect à surveiller, en eet à l'approche de la température de transition vitreuse, lescaractéristiques mécaniques de la résine diminue et la résine non réticulée a tendance àcréer du collage sur l'arête de coupe. Ce collage favorise une usure prématurée des outils.Outre les constituants de base du matériau, la conception du composite est également unparamètre à prendre en compte dans l'étude de l'usinage, la partie suivante traite de cesujet. L'usineur doit en eet veiller à ne pas détériorer les caractéristiques mécaniques lorsdu processus du coupe mais doit également tenir compte des domaines d'usinabilités desdiérents matériaux constituant le composite.

1.1.4 La conception et fabrication des pièces composites

Comme il a été introduit précédemment, les composites sont souvent conçus pour desapplications spéciques. Ainsi, le nombre de plis, la nature des plis, la forme de la pièce, letype de tissage, sont autant de paramètres pouvant évoluer d'un composite à un autre. Dansle paragraphe suivant, une étude des principes de conception des matériaux composites estproposée parce que ces derniers peuvent inuencer le processus de coupe. Par exemplecertaines directions de bres sont diciles à usiner comme le suggèrent les travaux de[Wang et Zhang, 2003]. L'insertion de matériaux métalliques comme des grilles parafoudrepeuvent également inuencer grandement l'usure des outils de coupe et la qualité de lapièce nale. Il est donc important de connaître le matériau de part sa mise en forme pourcomprendre les facteurs pouvant inuencer l'usinage.

1.1.4.1 Les stratégies de conception des pièces composites

Tout d'abord, deux choix de conception se démarquent au niveau du processus de miseen ÷uvre et des propriétés mécaniques nales de la pièce, faut-il s'orienter vers un compositeà bres longues ou à bres courtes ? Le choix des bres courtes pourra être fait dans un soucide minimiser les coûts pour la mise en ÷uvre (thermoformage ou injection) au détrimentdes résistances mécaniques. En eet lors de l'injection ou du thermoformage, l'orientationdes renforts est dicile à mettre en ÷uvre. Nous allons nous intéresser plus particulièrementaux composites renforcés avec des bres longues car ils font l'objet de notre étude. Les breslongues peuvent se présenter sous diérentes formes comme l'unidirectionnel, le tissage, ouencore le stratié. Ces stratégies d'assemblage des bres peuvent inuencer grandement lesqualités de coupe lors d'un usinage. L'identication du matériau à usiner est primordialepour la compréhension des mécanismes de coupe.

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1.1.4.2 La fraction de bres

La fraction de bres dans un composite est un des critères de caractérisation du maté-riau, il apparait dans la désignation du matériau, comme suit :

Nom de la résine / % de résine / Masse des bres en g/m2 / Nom des bresexemple : M21/35,5%/190/IM7GS

Cette information est utile car la contrainte maximum admissible par le matériau estliée à la fraction de bre comme le montre la loi des mélanges (1.1).

σm = Vf ·Rfm + (1− Vf ) ·Rme (1.1)

avec :Vf : La fraction de bres dans le matériau (les composites hautes performances utilisésdans l'aéronautique comprennent une fraction de bre entre 55 et 60%)Rfm : La résistance maximum admissible par les bres seulesRme : La résistance élastique de la matrice seuleσm : la contrainte maximale admissible par le matériau compositeLa taille des mèches joue un rôle déterminant sur la fraction totale de bres dans le com-

posite, chaque mèche est caractérisée soit par sa masse linéique en gramme par kilomètreexprimée en Tex (1 tex = 1 gr/km), soit par le nombre de laments (3K, 6K ou 12K pour3000, 6000 ou 12000 laments). Pour augmenter la proportion de bres dans le matériau,il est donc possible de jouer sur le diamètre des bres, la taille des mèches et le tissage.Ainsi plus la quantité de bres est élevée, plus le matériau est résistant.

Figure 1.7 Graphique explicatif du comportement de chaque constituant d'un matériaucomposite, selon [Gay, 2005]

36


1.1.4.3 L'inuence de la longueur des bres sur le comportement à la rupturedu matériau

Il est intéressant de comprendre quelle est l'inuence de la longueur des bres sur larésistance à la rupture d'une pièce composite. Le schéma 1.8 isole une seule bre lorsd'une traction, la matrice environnant la bre travaille en cisaillement. Il est alors possibled'exprimer l'eort F capable d'arracher cette bre de son environnement résineux à l'aidede la relation 1.2.

Figure 1.8 Schéma d'une bre sollicitée de part et d'autre par une force F

δF = π · df · τm · δx (1.2)

où τm est la contrainte de cisaillement interfaciale et df le diamètre des bres. La forcecritique pour rompre une bre est :

F =π · d2

f

4·Rfm (1.3)

Si on relie les deux relations, on trouve une longueur critique de bre dépendante dela résistance en traction de la bre, de la résistance au cisaillement de la matrice et dudiamètre de cette bre :

xc =df ·Rfm4 · τm

(1.4)

Cette longueur critique informe le concepteur du matériau pour ajuster la taille desbres. Si les bres sont de longueurs inférieures à xc, aucune bre ne rompt, elles se dé-chaussent lors d'une ssure. Dans le cas d'un matériau à renfort en bres longues, les bresse rompent, mais dans ce cas la longueur critique xc correspond à la longueur sur laquelle labre est sollicitée représentée sur la gure 1.9. Selon les travaux de [Piggott, 1980], l'énergiede déchaussement des bres courtes est supérieure à l'énergie de rupture des bres longues.En eet, les bres longues dissipent l'énergie lors d'une ssuration en énergie élastique eten énergie de frottement.

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Figure 1.9 Schéma d'une ssure dans un composite à bres longues, selon [Piggott, 1980]

Ainsi, il est possible d'écrire l'énergie totale qui est la somme de l'énergie élastiquedUel et de l'énergie de frottement dUf d'un côté de la bre en supposant un comportementélastique selon la loi de Hooke.

δUel =π · d2

f · σf8 · Ef

· δx (1.5)

et

δUf =2π · df · τm

2·∫ x

xc

σfEf

δx (1.6)

∫ xxc

σfEf

représente le glissement de la bre sur la portion δx, il est supposé nul à x = xc.

en remplaçant σf par 4(xc−x)·τmdf

, qui est la contrainte à une distance x du plan de

fracture, dans (1.5) et (1.6) et en intégrant, on trouve que δUel = δUf . Ce qui permetd'écrire l'énergie totale comme suit :

Uel + Uf =4π

Ef·∫ x

xc

(xc − x)2 · (τm)2δx (1.7)

en intégrant (1.7) et en remplaçant xc parσf ·d4τm on obtient l'énergie nécessaire à la rupture

d'une bre :

Uruptubrefibre =σf · π · d3

f

48Ef · τm(1.8)

L'équation (1.8) montre qu'il faut trouver un compromis au niveau de l'interface brematrice. Augmenter le module élastique améliore le transfert de charge mais diminue l'éner-gie que peut dissiper le matériau lors d'une ssure. La contrainte de cisaillement représentéepar l'aptitude à la décohésion bre-matrice, doit également être optimisée pour dissiper leplus possible l'énergie d'une ssure.

38


1.1.4.4 Le tissage

Il existe diérents styles de tissage représentés sur la gure 1.10, ils sont surtout appeléspar leur nom anglais. Le satin, le plain, le twill sont les plus répandus. Tout l'enjeu dutissage réside dans les caractéristiques attendues du matériau nal. En eet, on distingueles ls de chaines qui sont dans la direction des eorts (ou la direction principale) et lesls de trame qui maintiennent le tissu.

Figure 1.10 Schéma des diérents styles de tissage bidirectionnel selon Hexcel composites

Le pincement des ls de trame aecte la rigidité et la résistance lorsque le matériau estsoumis à un chargement. On recherche donc à minimiser les ls de trame. Ainsi dans lestissus unidirectionnels (UD) le l de trame est très n, ce qui permet d'avoir la meilleurerésistance à la traction dans le sens des bres. Cependant si l'on veut un matériau résistantdans plusieurs directions, des plis unidirectionnels sont empilés pour créer un matériaumultidirectionnel. Les tissus ont donc été développés pour diminuer le temps de placementdes plis au niveau de la production, en eet, il faut deux fois moins de temps pour fabriquerun tissé type plain qu'un bidirectionnel (BID) composé de plis élémentaires unidirectionnelsavec des orientations de plis de 0et 90.

On utilise des tissus dits " équilibrés " où la quantité de bres en trame ou en chaine estla même, ils sont appelés les " plain weave ". Ces tissus acceptent donc des chargements se-lon deux directions, cependant ils possèdent des caractéristiques mécaniques moins élevéesque les unidirectionnels.

On minimise les ls de trame, en jouant sur l'intervalle de tissage des ls de trame, unealternance de ls de trame se fait tous les 4, 5, 8 ou 11 ls de chaine. Ce type de tissage estcependant peu compatible avec des mèches supérieures à 3000 bres. La nouvelle générationde renfort est de type " module intermédiaire " et comporte entre 6000 et 12000 bres parmèche. Le style de tissage twill est un bon compromis pour ces bres de nouvelle générationcar il permet de tisser des mèches de 6 à 12 K bres avec un taux de pincement moyen.

L'inconvénient majeur des composites tissés est l'amoindrissement de leur caractéris-tiques mécaniques dans le sens principal, dû au pincement des ls de chaines et de trameset à la diminution du taux de renforts dans le sens principal. Cependant ils deviennentavantageux à utiliser lorsque la pièce est soumise à des chargements transverses.

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1.1.4.5 Les types d'empilements

Deux types d'empilements se distinguent,ils sont representés sur la gure 1.11, les com-posites stratiés qui désignent les composites fabriqués à partir d'empilements de couchessuccessives appelées plis. Un pli peut mesurer entre 0,1 et 0,3 mm d'épaisseur. L'autre typed'empilement appelé sandwich consiste à ajouter une âme en matériau léger.

Figure 1.11 Schéma des diérents types d'empilements selon Hexcel composites

Les composites UD :Ce sont des composites stratiés composés de l'empilement de plis unidirectionnelstous orientés les uns par rapport aux autres dans la même direction, au nal, lematériau est anisotrope. L'avantage de ce type d'empilement est la grande rigidité etrésistance dans le sens des bres. Ces composites sont utilisés en aéronautique dansla dérive arrière, les plans horizontaux arrières, la poutre ventrale et les ailes.

Les composites multiaxiaux :Ils sont capables d'encaisser des sollicitations dans toutes les directions grâce à desorientations de bres de 0, 90, 45et -45. Un composite multiaxial est généralementconstruit de façon orthotrope, c'est-à-dire qu'un pli à 45doit avoir son double à -45,de même pour le pli à 90. Ils sont utilisés dans les pièces d'avion qui sont soumises àde la exion, torsion, traction-compression et cisaillement. C'est le type de compositele plus utilisé dans l'aéronautique.

Les composites appelés sandwich :Ces matériaux se caractérisent par une masse volumique très faible et une résistancespécique élevée. Le c÷ur du sandwich est constitué d'un matériau à faible densitéet ce dernier est positionné entre deux plaques de composites stratiées.

En conclusion, la fabrication du composite est adaptée en fonction des sollicitationsprévues sur la pièce en fonctionnement. Un avion comportant 100% de pièce en compositeest aujourd'hui dicilement envisageable à cause des coûts de production importants etdes faisabilités des pièces complexes. Pour les parties moins sujettes aux impacts ou auxchargements, les sandwichs sont un bon compromis pour minimiser le poids et garder unerésistance mécanique acceptable.

40


1.1.5 Les procédés de transformation appliqués dans l'aéronautique

Les procédés de transformation des matériaux composites sont très diérents des mé-taux. Alors que pour ces derniers la forme nale de la pièce est obtenue en grande partiepar des opérations d'usinage, les pièces composites sont moulées aux formes quasi-nalespuis parachevées en usinage. On distingue deux types de transformations qui dépendent del'utilisation du produit nal : les transformations d'une part pour les produits de hautesperformances et d'autre part pour les composites de grandes diusions. Ainsi les indus-triels du milieu de la haute performance comme l'aéronautique, la défense ou le spatial,préfèrent les moulages en autoclave ou en injection RTM, alors que les fabricants de pro-duit de haute consommation comme les industries automobiles, utilisent les procédés parinjection-compression, ou thermoformage. Nous nous limiterons aux procédés de hautesperformances, c'est-à-dire le moulage en autoclave et l'injection RTM.

Le moulage en autoclave :Le moulage en autoclave se distingue des autres types de moulage car il permet decréer des pièces de grandes dimensions avec une très bonne imprégnation des bresdans la résine. De plus ce procédé permet d'obtenir des pièces de grande qualitédimensionnelle. La matière première pour créer un composite cuit en autoclave est lepré-imprégné. Sur une échelle de A à C, A étant l'état non polymérisé de la matricethermodurcissable et C étant l'état nal entièrement polymérisé, le pré-imprégnése trouve à l'état B : pré-polymérisé. La première étape consiste à la préparationdu moule en aluminium ou en mat carbone/BMI. Le moule est revêtu d'un agentdémoulant. Puis vient l'étape de placement du pré-imprégné, soit manuellement ousoit par des machines à draper. Des fonctions peuvent être ajoutées à la pièce commedes raidisseurs, des inserts, des cavités, etc. Les pré-imprégnés sont recouverts dedivers tissus comme des tissus de drainage pour évacuer le surplus de résine et destissus pour améliorer l'état de surface. Ce type de moulage des composites à matriceépoxyde prend plusieurs heures. Cela s'explique par la présence d'un pic exothermiquelors de la réticulation de la matrice, ce pic aecte le matériau nal par des ssures etdes tensions internes, il faut donc lisser ce pic en abaissant la température de cuisson.Le cycle peut alors dépasser les 20 heures selon l'épaisseur de la pièce.

L'injection RTM (Resin Transfer Molding) :Le procédé RTM consiste à injecter de la résine dans une préforme sèche. Ce pro-cessus est très rapide et nécessite des équipements moins onéreux que la cuisson enautoclave, mais il doit être bien maîtrisé, sous peine de voir apparaître de la porositéou des défauts d'injection.

1.1.6 Les caractéristiques mécaniques du matériau utilisé dans l'étude

Le matériau étudié dans ce mémoire est un composite polymère à renfort en bre decarbone, sa désignation est M21/40%/268/T800S. La conception du matériau est de typestratié multiaxial avec des empilements de plis d'orientation 0, 45, 90, 135. La résineutilisée est de type thermodurcissable (époxyde) de fourniture HEXCEL.

41


Les bres sont regroupées en mèches de 24000 laments, elles sont en proportion de60% dans le matériau. Le diamètre des bres est de 5 µm selon le fournisseur TORAY.Les tableaux 1.6 et 1.7 présentent respectivement les propriétés physiques et mécaniquesdu composite étudié.

Table 1.6 Propriétés physiques du stratiéPropriétés physiques du stratié

Unités Valeurs

Type de bre T800STissage UDTaille des mèches 24KDiamètre d'une bre µm 5Masse linéique des bres g/m2 268Epaisseur d'un pli mm 0,26Volume nominal de bre % 56,6Masse volumique de la résine g/m3 1,28Masse volume des bres g/m3 1,80Masse volumique du stratié g/m3 1,58

Table 1.7 Propriétés mécaniques du stratiéPropriétés mécaniques du stratié à 23C

Unités Valeurs Méthodes de mesure

Tg C 203 AITM 1.0003

Cisaillement interlaminaire Mpa 90 EN 2563

Résistance à la compression Mpa 1669EN 2850B

Module de compression Gpa 136

Résistance à la traction MPa 3039EN 2561B

Module de traction Gpa 172

Résistance au cisaillement dans le plan Mpa 79AITM 1.0002

Module de cisaillement dans le plan Gpa 5

1.1.7 Conclusion sur les composites à renforts breux

L'ensemble des points abordés précédemment est résumé sous la forme d'un schémareprésenté en gure 1.12. L'analyse des données matières est une partie importante pourla compréhension des phénomènes pouvant interagir lors du parachèvement des pièces. Laforme de la pièce ainsi que la résistance mécanique du composite inuence directement lechoix de l'outil de coupe et des nuances de coupe. A l'échelle du stratié, le plan de drapagedonne des informations importantes sur la composition du composite : présence d'un plisuperciel en bre de verre, présence d'un grillage parafoudre. L'orientation des plis estégalement à prendre en compte, cet aspect sera plus détaillé dans la partie 2. A l'échelledu pli, la fraction de bres donne des indications sur l'abrasivité du matériau, au mêmetitre que les charges dans la résine. A l'échelle des mèches et des bres, la taille des mèchesa un impact direct sur la qualité de la surface usinée, ce sujet sera traité par la suite.

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1.2. L'USINAGE DES MATÉRIAUX COMPOSITES

Alors que le type d'ensimage de la bre joue un rôle sur les capacités du compositeà propager les ssures, le diamètre de la bre et la rigidité de cette dernière inuencentgrandement les mécanismes d'usure de l'outil. Ces sujets seront traités dans la partie sui-vante qui récapitule les avancées scientiques dans le domaine de l'usinage de matériauxcomposites.

Figure 1.12 Schéma représentant une succession d'agrandissements dans la matièrecomposite liée à une liste des paramètres inuençants l'usinage

1.2 L'usinage des matériaux composites

1.2.1 Introduction

L'usinage par enlèvement de matière dans la plupart des métaux courants est bienconnu et maîtrisé. Les carburiers apportent des solutions en termes de gain de productivité,d'amélioration des états de surface et d'usure d'outil. Des méthodes comme le COM (CoupleOutil-Matière) sont utilisées pour caractériser le domaine de fonctionnement des outils dansune matière dénie. Ces méthodes sont normées et permettent de proposer aux clients desguides d'usinage complets pour de nombreux matériaux. Cependant l'arrivée de nouveauxmatériaux comme les composites à renforts breux impose aux carburiers d'adapter lesméthodes traditionnelles de caractérisation de l'usinabilité. En eet, l'écaillage des bres,le délaminage des plis, la dégradation thermique de la résine sont autant de nouveauxparamètres à prendre en considération.

Les matériaux composites à matrice polymère sont usinés depuis 15 ans de façon signi-cative et le processus de coupe s'apparente peu aux métaux, cependant les fournisseursd'outil se sont inspirés des outils utilisés pour la coupe des métaux et du bois pour usinerles composites. Alors que de nouveaux moyens de découpe voient le jour pour usiner lesmatériaux composites, comme la découpe au jet d'eau, l'usinage par enlèvement de matièrereste un moyen polyvalent et économique pour usiner à la fois métaux, bois ou composites.C'est également un moyen d'obtenir des formes complexes.

43


Dans le cycle de fabrication d'une pièce composite obtenue par moulage, l'usinageintervient pour : créer des surfaces fonctionnelles, retirer les bavures issues du processus demoulage ou percer des trous de xation. Le schéma 1.13 représente les étapes de fabricationd'une pièce composite cuite en autoclave.

Figure 1.13 Schéma des diérentes étapes de fabrication d'une pièce composite cuite enautoclave

L'usinage par enlèvement de matière dans les composites pose de nombreuses problé-matiques tant au niveau qualité de la pièce nie que sécurité de l'opérateur.

En eet, à cause de l'hétérogénéité des matériaux composites hautes performances, lamatière se fracture sous l'eet de l'outil, ce qui génère des poussières et non des copeauxcomme en usinage métallique. La génération de poussières pendant l'usinage peut provo-quer des problèmes de santé pour les opérateurs. De plus, le fractionnement des bres enpetites particules à tendance à renforcer l'usure en abrasion et implique des usures très ra-pides des outils de coupe. Enn, la répartition de la chaleur dans l'outil et dans la matièredière aussi des métaux, les composites sont peu conducteurs de la chaleur ainsi l'outila donc tendance à s'échauer rapidement, ce qui peut nuire gravement à la qualité de lapièce polymère et l'intégrité de l'outil.

Pour palier à ces diérentes problématiques, des solutions en termes de nuance de coupeexistent, comme le diamant polycristallin (PCD), la coupe est beaucoup plus ecace etdes gains en temps de production ont été montrés par [Teti, 2002]. Cependant le critèrecoût/qualité d'usinage s'avère faible, en raison du coût de l'outil trois fois plus élevé qu'unoutil en carbure de tungstène pour une qualité d'usinage égale.

Enn, l'ensemble des informations concernant l'usinage des composites hautes perfor-mances est lié au secteur de l'aéronautique, le plus gros transformateur de ce type dematériau, les normes de qualité présentées dans le paragraphe suivant sont donc issues dece secteur.

Beaucoup de paramètres entrent en compte dans le choix de la nuance, de la géométrie,du revêtement, et du type d'outil. Le but de cette bibliographie est d'étudier l'usinage descomposites hautes performances, et de montrer en s'appuyant sur des études scientiqueset l'expérience d'industrielle, quelles sont les inuences de ces paramètres sur le processusde coupe.

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1.2.2 Identication des problématiques d'usinage des matériaux compo-sites hautes performances

Cette partie vise à recenser certaines problématiques récurrentes liées à l'usinage desmatériaux composites hautes performances utilisés en aéronautique, et plus particulière-ment le composite carbon/époxy.

Constat N1 Dégradations thermiques :Elles sont souvent irréversibles pour les matrices thermodurcissables, l'échauementde la matrice aecte plus ou moins les caractéristiques mécaniques en fonction dela profondeur de la " zone aectée thermiquement ". Les outils sont aussi sujets àune élévation de température selon les observations des partenaires industriels, ce quipeut avoir comme conséquence une casse brutale, et par suite une hausse des coûtsde production.

Constat N2 Dégradations de la matière :Par similitude avec des matériaux anisotropes comme le bois, le processus d'usinagepeut engendrer l'éclatement des bres sous le passage de l'outil. Le challenge consisteà contrôler ces éclatements, en les minimisant, en eet ils peuvent être source dedégradation à l'échelle de la structure.

Constat N3 Dégradations des outils de coupe :L'abrasivité des bres de carbone dégrade très rapidement les arêtes de coupe, lechoix des nuances de coupe de l'outil (substrat et revêtement) est alors primordialpour garder une durée de vie de l'outil industriellement viable.

Constat N4 Mauvais état de surface :L'état de surface observé est lié à diérents phénomènes : état de dégradation del'outil, conditions de coupe, hétérogénéité du matériau, orientation des plis dansle matériau. Les dégradations parfois localisées sur la surface tendent à fausser lesmesures de rugosité actuellement normées. Ce travail de thèse s'intéressera parti-culièrement à la qualication de l'état de surface et à proposer une méthode pourclassier l'état de surface obtenu.

1.2.3 Le principe de coupe en fraisage

Les opérations de fraisage sur les matériaux composites sont conduites sur des machinesà commandes numériques : 3, 4 ou 5 axes, qui sont aussi utilisées pour la coupe des mé-taux. Les perçages, les surfaçages et les détourages internes ou externes (par exemple : ledétourage des hublots sur les panneaux de tronçon) sont les opérations les plus répanduesdans l'usinage composite comme le montre la gure 1.14.

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Figure 1.14 Répartition des opérations réalisées sur les composites à renforts en brede carbone, chire SANDVIK 2010

Le fraisage de surface (ou surfaçage) trouve son application dans la génération de sur-faces fonctionnelles planes ou concaves avec une bonne précision géométrique pour unassemblage. Une autre utilité du surfaçage est la préparation de surfaces pour un collagequi est spécique au matériau composite à matrice polymère, dans ce cas on recherche unerugosité bien dénie ou encore le surfaçage d'une zone altérée dans le but d'appliquer unpatch de réparation. Une représentation schématique en trois dimensions d'une fraise pen-dant l'opération de surfaçage est illustrée en gure 1.15. Les valeurs à retenir pour ce typede coupe sont la profondeur de passe : ap en mm, la vitesse d'avance : Vf en mm/min, l'en-gagement radial, ae en mm, l'avance par dent : fz en mm/tr/dts, l'avance par révolution :fn en mm/tr enn la vitesse de rotation N en Tr/min.

Figure 1.15 Schéma d'une fraise en fonctionnement, extrait du catalogue SAFETY 2011

1.2.3.1 Les paramètres programmables

L'outil de diamètre D tourne sur son axe à une vitesse N et coupe la matière avecle prol de ses dents qui sont représentées en jaune sur le schéma. On désigne par Z lenombre de dents. Un des paramètres important de réglage est la vitesse de coupe : Vc, quiest la vitesse périphérique de l'arête de coupe d'une dent. Pour déterminer N on utilise laformule suivante :

N =1000 · Vcπ ·D

(1.9)

46


Vc, exprimée en m/min, est un critère très utilisé par les fournisseurs d'outils coupantscar il permet de comparer l'usinage dans diérents matériaux et de jouer sur les variablesdiamètre et vitesse de rotation pour retrouver les mêmes conditions de coupe entre deuxcongurations.

Il existe deux possibilités pour créer une surface plane comme le montrent les gures1.16 et 1.17, soit en travaillant en avalant ou en opposition. Si la vitesse de coupe estcolinéaire à la vitesse d'avance, l'usinage est dit 'en concordance' ou 'en avalant'. En outresi la vitesse de coupe est dans le sens opposée de la vitesse d'avance, l'usinage est dit 'enopposition'.

Figure 1.16 Fraisage en avalant Figure 1.17 Fraisage en oppositionIl est possible de régler l'épaisseur du copeau notée h que l'outil enlève après le passage

d'une dent. Pour cela, il faut régler la vitesse d'avance de la fraise, Vf qui est reliée auxparamètres de coupe par la formule 1.10

Vf = Z · Fz ·N (1.10)

Dans cette formule, Fz est l'avance en mm d'une dent en un tour de fraise. Le mouve-ment de rotation combiné avec le mouvement d'avance crée un copeau à épaisseur variable.Un angle important à retenir est l'angle d'engagement total de l'outil déni par ϕx répré-senté sur la gure 1.17, la relation 1.11 permet de le calculer :

cos(ϕx) = 1− 2 · aeD

(1.11)

avec ae l'engagement radial de l'outil. Dans le cas du fraisage l'épaisseur maximum ducopeau : hmax est donné par la relation 1.12

hmax = Fz · sin(ϕx) (1.12)

on peut l'évaluer avec la formule 1.13 :

hmax = 2 · Fz ·√aeD

(1.13)

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L'épaisseur instantanée du copeau en fraisage, noté hi est dénie selon l'angle d'enga-gement instantané ϕi. L'épaisseur moyenne du copeau est donnée par l'expression 1.14 :

hmoy = Fz ·√aeD

(1.14)

Enn le débit copeaux exprimé généralement en cm3/min est déni par la relation 1.15avec ap et ae en mm et Vf en mm/min :

Q =Vf · ap · ae

1000(1.15)

1.2.3.2 Paramètres angulaires des outils coupants selon [Joly, 2010]

Les angles de l'outil de coupe ont une grande inuence sur le comportement de l'outil.Nous dénissons dans cette partie chacun de ces angles, le lecteur pourra également sereporter à l'annexe D.

L'angle interne noté γint non représenté dans la norme est déni par l'angle de lagéométrie propre à la plaquette entre la face de coupe et la face d'appui inférieuresur le logement.

L'angle de coupe axial ψp est déni pour un angle interne nul, c'est l'angle entre laface de coupe et le plan Pr, mesuré dans Pp.

L'angle de coupe radial ψf est également déni pour un angle interne nul, c'est l'angleentre la face de coupe et le plan Pf , mesuré dans Pf .

L'angle de coupe axial eectif ou l'angle d'inclinaison d'arête λs se mesure en tenantcompte à la fois de ψp, ψf et l'angle interne, entre l'arête et Pr dans Ps.

L'angle de coupe radial eectif ψ0 se mesure en tenant compte à la fois de ψp, ψf etl'angle interne, entre l'arête et Pr dans Psp. Psp étant le plan de perpendiculaire à Psau point de coupe ISO.

L'angle d'attaque Kr est l'angle entre l'arête de coupe du plan Pf projeté dans Pr. L'angle de dépouille αn est déni entre la face de dépouille et le plan Pp dans Ps. L'angle de taillant βn est déni par l'angle entre la face de dépouille et la face decoupe de l'outil.

Tous ces paramètres nous serons utiles ultérieurement, pour la compréhension de laformation du copeau, et de la qualité de surface générée après le passage de la fraise. Dansl'usinage des composites à matrice polymère et à renforts breux, du fait du comportementfragile de la résine époxy, les copeaux ont tendance à se fracturer prématurément avantmême que la dent ne soit sortie de la matière. On parle plutôt de génération de poussières decarbone lorsque l'on usine des composites. La poussière générée par l'usinage nous amène àpenser qu'une étude du risque quant à l'inhalation de ces poussières est primordiale, nousla présenterons en annexe I.

48


1.2.4 Étude du fractionnement de la matière

[Koplev et al., 1983] furent les premiers à s'intéresser à la formation du copeau d'uncomposite carbone/époxy. Leur méthode consistait à appliquer une colle à la surface de lamatière pour piéger les copeaux qui sont produits sous forme de poussière. [Wang et al., 1995]a par la suite repris leurs résultats et a appliqué la technique de l'usinage orthogonal quiconsiste à faire coïncider la vitesse de coupe avec la vitesse d'avance, ce procédé s'apparenteà du rabotage. Un des gros avantages de cette méthode est que la formation du copeaupeut être très facilement observée avec une caméra à acquisition rapide d'images. De plusla coupe orthogonale est une bonne représentation des phénomènes de coupe du fraisage.Beaucoup d'auteurs ont choisi dans leurs études de mener des essais en coupe orthogonalepour comprendre les mécanismes liés à la coupe. En eet, la formation du copeau dans lescomposites stratiés est fondamentalement diérente de la formation du copeau dans lesmétaux. De façon générale, le copeau dans l'usinage des métaux glisse sur la face d'attaquede l'outil coupant, puis se brise sous l'eet de son propre poids ou des formes spéciales dela face d'attaque que l'on appelle des brises copeaux.

An de mieux saisir les questionnements autour de la coupe des composites polymères,deux points sont abordés, le premier consiste à introduire les diérents défauts engendréspar le passage de l'outil, le deuxième point abordera les études sur la formation du copeaudans les composites.

1.2.4.1 Les défauts engendrés lors de l'usinage des composites

Le délaminage :ce défaut est rencontré lorsque deux plis consécutifs d'un stratié se décollent l'unde l'autre. Cette situation est critique puisqu'elle est source de propagation de s-sure. Pour quantier le délaminage, le facteur de délaminage a été introduit par[Davim et al., 2004].

Figure 1.18 Illustration d'un délaminage

49


L'écaillage :l'écaillage se produit en surface de la pièce, plusieurs bres ou mèches peuvent sedécoller de la surface sous le passage de l'outil et conduit à des points d'amorce derupture.

Figure 1.19 Illustration d'un écaillage

Les plis non coupés francs :les plis non coupés francs sont des bres résiduelles à l'usinage, les bres se sontéchies sous l'arête de coupe sans pour autant se sectionner, ce type de défaut ap-paraît en général sur la surface supérieure de l'épaulement usiné car les bres nesont pas maintenues par un pli supérieur. Les plis non coupés peuvent empêcher lebon ajustement d'un assemblage, il faut donc limiter ce type de défaut. Les plis noncoupés francs apparaissent lorsque l'outil est usé ou que la géométrie de l'arête decoupe à une acuité faible. Certaines bres sont alors non coupées. Ce défaut n'estpas acceptable car il gène un assemblage ultérieur.

Figure 1.20 Illustration d'un pli non coupé franc

50


Les dégradations thermiques :lorsque la résine thermodurcissable, déjà polymérisée, est portée au-delà de sa tem-pérature de transition vitreuse, elle carbonise. Le lien entre les bres et la matriceest alors rompu et les caractéristiques mécaniques du matériau sont diminuées. Dansnotre cas, l'étude porte sur une résine thermodurcissable M21 du fournisseur HEX-CEL, sa température de transition vitreuse est 180C.

Figure 1.21 Illustration d'une dégradation thermique (la tâche noire représente la zonecarbonisée)

1.2.4.2 La formation du copeau dans les composites

Les travaux précurseurs :depuis 20 ans, les fabricants de matière composite ont beaucoup fait évoluer leurs pro-duits de base en améliorant leurs caractéristiques mécaniques. En comparaison, unematière type Carbone/époxy possédait une résistance à la traction de 1378 Mpa en1995 [Wang et al., 1995], en 2009 une matière type Carbone/époxy de dernière géné-ration supporte jusqu'à 3039 Mpa (T800/M21 HEXCEL). L'amélioration de l'adhé-rence entre les bres et la matrice et l'augmentation de la fraction de bres, entreautres, ont contribué à améliorer les propriétés mécaniques des composites. Malgréces changements importants, les observations des travaux de [Wang et al., 1995] et[Ramulu, 1997] sur les composites de premières générations restent vraies avec cellesdes nouvelles générations. [Wang et al., 1995] et [Ramulu, 1997] ont mis en avantplusieurs phénomènes de fracture mécanique des bres et de la matrice qu'ils ontclassé en modes I, II, III, IV, et V. Ces modes sont liés à l'orientation des bres et àl'angle d'attaque de l'outil, ils sont représentés sur la gure 1.22, nous en retiendronsque 4 dans l'étude car nous n'utilisons que des angles de coupe positif.

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Figure 1.22 Modes de coupe introduit par [Ramulu, 1997]

On observe une décohésion de plis en amont de l'outil si l'angle de coupe est choisipositif, on appellera cette fracture mode I. Dans ce cas le pli n'est pas coupé maisarraché. La même comparaison a été eectuée pour une orientation de plis à 45. Lecisaillement semble être le mode de rupture des bres, des microssures apparaissentsous le passage de l'outil, ce phénomène est une fracture de mode III. Pour uneorientation de plis à 90par rapport à la direction de coupe, la exion combinée àla compression des bres entraine un délaminage le long de l'interface bres-matrice.Les bres nissent par se fracturer en cisaillement, c'est le mode IV. Le phénomèneest amplié et saccadé lorsque l'orientation des plis par rapport à la direction decoupe forme un angle de 135mode V.

Les travaux récents :l'étude de [Zitoune et al., 2005] parue en 2005 nous montre que la profondeur de passeà une importance notable sur le mode de rupture des bres. L'auteur a procédé àl'usinage orthogonal de carbone/époxy T2H/EH25 avec 63% en proportion de bresde carbone.L'étude de [Zitoune et al., 2005] traite des eets de la coupe outil sur les plis. Lorsquel'orientation des plis est à 0 par rapport à la direction de coupe, l'auteur observele même phénomène que [Wang et al., 1995], les bres se fracturent en amont de lacoupe comme il est montré sur la gure 1.23. L'auteur assimile cette décohésion auéchissement d'une poutre, lorsque cette dernière atteint une valeur critique elle serompt transversalement. La longueur des ssures est sensiblement inuencée par laprofondeur de passe. L'étude de [Zitoune et al., 2005] se limite à de faibles profon-deurs de passe car l'objectif est d'étudier le perçage de matériaux composite.

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Cependant il nous livre plus de détails sur les conditions de coupe et quantie les dé-fauts de coupe résumés dans le tableau 1.8 page 61. Concernant l'orientation des plisà +45par rapport à la direction de la coupe, l'observation de [Zitoune et al., 2005]est intéressante car il prouve qu'il est possible de créer un copeau lant avec de lamatière thermodurcissable grâce notamment à une faible profondeur de passe (infé-rieure à 0,2 mm) et une faible vitesse d'avance. A noter que la vitesse de coupe dansl'expérience était limitée à 5 m/min. Enn pour les orientations de 90, l'observa-tion s'avère plus dicile, et les dégradations étaient trop importantes pour continuerl'essai. Cependant les observations pour 90sont encore une fois les mêmes que pour[Wang et al., 1995].

Figure 1.23 Photos issues de l'étude de [Zitoune et al., 2005]

L'usinage orthogonal montre cependant des limites pour l'étude dans le domaine desgrandes vitesses de coupe. Ainsi les travaux de [Ghidossi, 2003] et[Ghidossi et al., 2004] sont en meilleure corrélation avec nos travaux. Son étude consisteà étudier l'impact d'un usinage à grande vitesse sur la réponse en cisaillement d'éprou-vettes carbone/époxy. L'auteur rassemble plusieurs matières, 4 au total dont 3 ma-tières en Verre/époxy et 1 en carbone/époxy. Dans le fraisage de prol des éprouvettesen C/ép, [Ghidossi, 2003] retrouve sensiblement les mêmes résultats que [Wang et al., 1995]et [Arola, 1996] au niveau des observations de la matière mais il ajoute de nombreuxcas d'expériences comme le fraisage en concordance ou en opposition sur les orienta-tions de plis (par rapport à l'outil) suivant : 15, 30, 45, -45, 90. Concernant l'essaiavec l'éprouvette en carbone/époxy qui n'a été réalisé qu'en concordance, il met sousforme de schéma ses observations.

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Figure 1.24 Rupture des bres devant l'outil en fraisage proposé par [Ghidossi, 2003]

Sur la gure 1.24, l'auteur met en évidence des zones où la matière est soit refouléevers le copeau ou sous la face de dépouille. En fonction de l'usure du rayon d'arêteet de l'orientation des bres par rapport à la vitesse de coupe ces zones sont plus oumoins étendues. Sur le schéma 1.24, l'auteur montre la formation d'un délaminagede type I. Une ssure de longueur proportionnelle à l'avance à la dent se propagesous l'eet de la coupe à l'avant de l'arête. Une autre représentation présentée surla gure 1.25 intéressante est celle de [Arola, 1996] et [Wang et al., 1995], il supposedeux plans de rupture un dans la direction d'avance de l'outil et l'autre dans le sensdes bres jusqu'à la surface libre.

Figure 1.25 Schéma du mécanisme de rupture par [Arola, 1996] et [Wang et al., 1995]

1.2.4.3 Les forces engendrées par la coupe

La connaissance des eorts de coupe est une donnée importante pour l'évaluation de laformation du copeau et donc de la qualité de l'usinage, ainsi que pour l'usure de l'outil.

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L'étude des eorts de coupe est quasi systématique dans les travaux ayant trait àl'usinage de matériaux composites. La bibliographie nous permettra donc de corroborernos résultats et de comprendre l'inuence des paramètres de coupe. Deux types d'étudespeuvent être mis en parallèle, l'un concernant le relevé de force en coupe orthogonale etl'autre en fraisage.

Etude des eorts en coupe orthogonale :[Ramulu, 1997] a établi un des premiers relevés de forces de coupe selon l'orientationdes plis du composite lors d'un usinage orthogonal. Les conditions de coupe quisont utilisées dans cette étude sont les suivantes : Vc= 4 m/min, une largeur decoupe de 4 mm, une profondeur de passe de 0,25 mm, un angle de coupe de 10et un angle de dépouille de 17. Ces conditions sont très éloignées de l'usinage àgrande vitesse. Cependant il est intéressant de saisir les eets des eorts de coupevis à vis des orientations de plis. Les eorts de coupe (ou eorts principaux) etles eorts tangentiels (ou axiaux) sont relevés à l'aide d'une table d'eort situéesous la pièce usinée. L'auteur rapproche les observations des signaux d'eorts auxmécanismes de coupe, ainsi lorsque les bres sont parallèles à la direction de l'outil,des uctuations dans la force de coupe et force axiale traduisent des phénomènesde compression/exion puis de fracture des bres sur la face d'attaque. Le type IIIdéni par le cisaillement et l'expulsion vers la face d'attaque des bres est traduitpar un eort quasiment constant comme sur la gure 1.26.

Figure 1.26 Relevé d'eorts dans diérents plis en usinage orthogonal extrait de l'étudede [Ramulu, 1997]

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Il faut noter que dans cette conguration les eorts axiaux sont plus élevés que leseorts de coupe. Pour une orientation à 90 des plis, l'amplitude des eorts et lavaleur moyenne sont élevées ce qui correspond à la fracture de bre en transversaleet l'endommagement de l'interface bre-matrice (type V). Enn l'orientation à 135révèle une très forte uctuation des eorts mais à une fréquence faible et une valeurmoyenne moins élevée que pour 90. Les bres et la matrice sont compressées etcisaillées par interruption (mode IV). La valeur des eorts axiaux reètent l'actiondes bres non coupées sur la face de dépouille de l'outil. Cet eort est généré parl'énergie élastique des bres qui échissent sous la face de dépouille après avoir étécoupées comme observé par [Wang et Zhang, 2003] et discuté par [Zhang, 2009].

Etude des eorts en fraisage :Un récapitultif d'études a été réalisé par [Jamal Y.Sheikh-Ahmad, 2009] et présentéen gure 1.27. Les études tendent vers les mêmes conclusions qui consistent à dire queles eorts de coupe augmentent lorsque l'orientation des bres par rapport à la direc-tion de coupe devient supérieure à 90. Tandis que les eorts axiaux se comportentà l'inverse avec une moindre amplitude.

Figure 1.27 Comparaisons de résultats d'eorts de coupe [12] : [Kaneeda, 1991] [13] :[Wang et al., 1995] [14] : [Wang et Zhang, 2003] [17] : [Bhatnagar, 1995], courbes extraitesde [Jamal Y.Sheikh-Ahmad, 2009]

Les relevés des eorts axiaux de [Ghidossi, 2003] présentés sur la gure 1.28 surle détourage d'éprouvettes en C/ép donnent des résultats concordant aux études de[Ramulu, 1997] et [Jamal Y.Sheikh-Ahmad, 2009]. Cette étude s'approche des condi-tions de coupe en fraisage grande vitesse. La vitesse de coupe est exploitée de 31m/min à 251 m/min avec un outil en carbure de tungstène monobloc de diamètreégale à 2 mm.

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Figure 1.28 Relevé de l'eort axial par [Ghidossi, 2003]

Toutes ces études traitent de composites unidirectionnels. Dans le cas de compositesmultidirectionnels, l'outil coupe plusieurs orientations de plis en un copeau. Une telleconguration a été étudiée par [Wang et al., 1995] en coupe orthogonale, dans cettedernière étude, l'eort total sur l'outil est égale à la somme des eorts enregistrés danschaque pli séparément. Plus récemment, l'étude de [Ritou et Furet, 2011] élabore unmodèle de coupe sur une composite multiaxial, les équations (1.16) et (1.17), issuesde ces travaux, montrent la dépendance entre les eorts spéciques de coupe et leseorts axiaux et radiaux. Les notations des équations (1.16) et (1.17) suivent leschéma présenté en gure 2.9.

Fcy(ϕi) =fz2π·m∑n=1

Kmcy(θ) · sin(ϕi) · pth (1.16)

et

Fcx(ϕi) =fz2π·m∑n=1

Kmcx(θ) · sin(ϕi) · pth (1.17)

avec :ϕi : l'angle d'engagement instantanéθ : l'angle entre la vitesse de coupe et l'orientation des bres du pli.pth : l'épaisseur d'un pliKmcx : l'eort spécique de coupe radial Kcx et tangentiel Kcy dans le pli m.

Pour conclure, de nombreux auteurs s'intéressent aux modes de rupture des bresen coupe orthogonale, l'étude des ces modes se complexie lors du fraisage puisquel'outil rencontre plusieurs orientations de pli lors d'un tour de fraise. Ces auteurspréconisent un eort le plus faible possible an de ne pas détériorer la qualité de lasurface usinée. Par ailleurs, il a été démontré que l'eort est en relation avec l'angleinstantané entre le pli et la vitesse de coupe.

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Ainsi une plage a été xée pour θ variant entre 60et 120dans laquelle les eortssont trop élevés et conduisent à une mauvaise qualité d'usinage. Cependant pour uncomposite multiaxial ou un biaxial cette plage est inévitable dans la mesure où laprofondeur de passe axiale excède l'épaisseur d'un pli. Dans ce cas, l'outil découpeplusieurs plis à la fois et donc plusieurs orientations.An de minimiser les orientations comprises entre 60et 120. Il est possible d'ajusterla profondeur de passe radiale et/ou axiale, l'angle entre la vitesse d'avance et l'axeprincipal de la pièce ainsi que le sens de coupe en concordance ou en opposition.De plus l'avance à la dent à aussi une inuence importante sur les eorts de coupetout comme la géométrie de l'outil. Les choix dans les conditions de coupe et lesgéométries d'outil sont alors primordiales, ils sont étudiés dans les parties suivantes.

1.2.4.4 L'inuence de la géométrie outil

D'après [Jamal Y.Sheikh-Ahmad, 2009], la géométrie d'outil est classée comme deuxièmefacteur le plus inuent dans le processus de coupe des composites après l'orientation desplis. Trois paramètres géométriques ont été identiés dans la bibliographie comme étantinuants sur les eorts de coupe, les angles formant la pointe de l'outil, la qualité des facesainsi que le rayon d'acuité.

L'angle de coupe axial et l'angle de dépouille (voir les dénitions desangles au paragraphe 1.2.3.2 page 48) :Dans l'étude de [Wang et Zhang, 2003] sur la coupe orthogonale des composites mul-tidirectionnels, une analyse de la variance ANOVA a été eectuée avec les paramètressuivants : l'angle de dépouille, l'angle de coupe et la profondeur de passe. Les auteurstentent de trouver un point de fonctionnement en minimisant les eorts de coupe.Ils trouvent que l'angle de coupe a de grandes conséquences sur les eorts de coupecomme le montrent leurs résultats sur la gure 1.29, tandis que l'angle de dépouilleinue grandement la valeur des eorts axiaux. La profondeur de passe quant à elleinue sur les deux composantes de la force.

Figure 1.29 Résultats obtenus par [Wang et Zhang, 2003] concernant les eorts de coupeen fonction de l'angle de coupe, a. eort principal, b. eort d'avance

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Ils en déduisent une géométrie optimale qui minimise les eorts de coupe en coupeorthogonale : un angle de coupe à 6-7et un angle de dépouille à 17.[Wang et Zhang, 2003] anent l'eet des géométries et trouvent un angle de coupeoptimal de 20en usinage orthogonal. Cet angle minimise dans les deux cas l'eortde coupe et l'eort axial.Globalement, un fort angle de coupe fait diminuer les eorts de coupe, ce qui peutse traduire par un meilleur glissement du copeau sur la face de coupe. D'un autrecoté un fort angle de dépouille minimise l'eort axial car la résultante verticale del'action des bres sur la face de dépouille diminue. Il existe cependant un compromisà réaliser car une accentuation trop importante de l'angle de coupe et de l'angle dedépouille fragilise l'arête de coupe.Ces résultats sont aussi conrmés par la thèse de [Iliescu, 2008] qui obtient de meilleuresqualités de surface avec un angle de coupe supérieur à 15.

La face de coupe et la face de dépouille :Les faces de coupe et de dépouille de l'outil sont en contact avec la matière durantl'usinage. Si leur état de surface est médiocre, le collage de la matière plastique serafavorisé, ce qui peut engendrer une usure prématurée de l'arête de coupe. [Teti, 2002]préconise une rugosité de surface Ra < 1,5 µm pour les bres de verre et de carboneet Ra < 0,8 µm pour les bres d'aramide. Peu d'études traitent de l'inuence dece paramètre, dans la mesure où les surfaces de dépouille de l'outil sont rectiéeset sablées, les rugosités de surface sont donc inférieures aux critères de [Teti, 2002],l'évolution de ce paramètre ne sera pas traité dans cette étude.

Le rayon d'acuité :De nombreux auteurs préconisent une arête de coupe très vive, pour sectionner cor-rectement les bres et non les arracher. Comme on peut le voir sur le schéma 1.30tiré de la thèse de [Ghidossi, 2003], une acuité faible aura tendance à échir les bresavant de la couper alors qu'une acuité élevée produira une coupe nette.

Figure 1.30 Relevé de l'eort axial par [Ghidossi, 2003]

59


L'acuité recommandée par [Ghidossi, 2003] doit être inférieure au diamètre d'unebre. Dans la plupart des cas, il est dicile de garder une acuité élevée tout au longde l'usinage, du fait de l'abrasion des bres de carbone. [Ghidossi, 2003] a relevél'acuité d'arête au cours de ses essais, l'outil parcourt 2,2 m en fraisage avec commecondition de coupe (Vc = 250 m/min et Fz = 0,01 mm/tr/dts), le rayon d'arêteaugmente de 12 µm à 40 µm pour une nuance en carbure de tungstène micro grains,ce qui souligne l'usure très rapide des outils en carbure de tungstène. Un rayond'arête faible peut être fabriqué pour les nuances en PCD et les nuances en carburesubmicrograins. [Teti, 2002] préconise pour les outils carbures un rayon d'arête entre10 et 15 µm tandis que pour les PCD il conseille une acuité de 8-9 µm pour unegrosseur de grain de 2 µm.

1.2.4.5 Les conditions de coupe

De manière générale, pour usiner un matériau composite polymère breux, on chercheà diminuer les eorts de coupe car ils sont sources de défauts sur la matière. En réduisantl'avance à la dent, les eorts de coupe diminuent, une augmentation dans la vitesse decoupe s'impose an de garder un temps d'usinage acceptable. C'est la raison pour laquelleon usine généralement les composites sur des machines à usinage grande vitesse type UGV.Cependant, l'enjeu dans le choix des conditions de coupe est de créer un compromis entrel'usure de l'outil et la dégradation thermique de la matière due à une vitesse trop élevée.

[Schulz, 1997] préconise quant à lui les conditions de coupe suivantes pour le fraisagegrande vitesse de composites verre/époxy ou carbone/époxy avec un outil en diamantpolycristallin :

pour un état de surface optimisé : vitesse de coupe de 3000 m/min pour une durée de vie optimisée : vitesse de coupe de 2000 m/min Dans ses essais,la vitesse d'avance est comprise entre 7500 et 10000 mm/min pour une fraise dediamètre 40 mm équipée de 2 dents (ce qui correspond à une avance par dent et partour comprise entre 0,15 et 0,20 mm).

L'étude de [Wang et Zhang, 2003] met en relation la profondeur de passe et le rayond'acuité de l'arête, il est démontré que pour une profondeur de passe deux fois inférieure à lavaleur du rayon d'arête, les bres ne sont plus coupées mais se compriment sous l'arête. Parexemple, si le rayon d'arête est de 50 µm, l'outil sectionne les bres lorsque la profondeurde passe est supérieure à 0,1 mm, sinon les bres se rebroussent sous l'arête.

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Table 1.8 Tableau des conditions de coupe utilisées par les auteurs issues de la biblio-graphie

Nétude matière

usinée

(C:carbone,ép

:époxy,

Ph:phénolique,G

r:graphite)

matière

outil

(Cw:Carbure

fritté,

PCD:diamantpolycristallin,

CBN:Nitrure

BoreCubique)

opération(P

:perçage,

R:rabotage,F:fraisage,

T:tournage)

Vc(m

/min)

avance

(mm/tr)

∗(m

m/m

in)

conclusions

[Miguel et Durao, 2005] C/ép HSS P 30-38 0,05 foret étagé=peu de délaminage[Zitoune et al., 2005] C/ép NC R 0,5[Lin et Chen, 1996] C/ép Cw P 210-

8500,01-0,07

[Karnik et al., 2008] C/ép CwK20 P 62-628 1− 9∗Vf < 5 m/min = peu de déla-minage

[Davim et Reis, 2005] C/ép CwK10 F 27-47 0, 2 −0, 9∗

Ra augmente si Fz augmente etVc diminue

[Sreejith et al., 2000] C/Ph PCD T 100-400

0,025-0,1

300 m/min = vitesse critique

[Ghidossi et al., 1999] C/ép PCD F 31-251 0,01vitesse et avance faible =meilleures tenues mécaniques

[Bhatnagar, 1995] C/ép Cw R 0,25-1,18

[Rahman et al., 1999] C/ép Cermet,CBN

T 50-75-150

CBN = bonne DDV

[Wang et Zhang, 2003] C/ép Cw R 1 Repli matière de l'ordre du ER

[Nieminen et al., 1996] Gr/ép Cw,Cwrevêtu,PCD

F 42 5∗DDV équivalente pour les 3nuances

[Ferreira et al., 1999] C/Ph PCD T 200 0,05Ra le plus faible pour cettecondition

[Ramulu, 1997] Gr/ép PCD F 4-14[Rawat et Attia, 2009a] C/ép Cw

K10K20

P 13 0,1 point optimum à ces conditions

1.2.4.6 La stratégie d'usinage

[Guegan et al., 1992] préconise, pour un meilleur état de surface dans le cas d'uncontournage, un fraisage en opposition lorsque l'orientation des bres est de 45 et enconcordance lorsque l'orientation des bres est de 135, l'auteur ne conclut rien pour lesorientations intermédiaires. Plus récemment, [Sorrentino et Turchetta, 2011] a étudié larugosité Ra en opposition et en avalant, avec de meilleurs résultats obtenus pour les con-gurations en avalant.

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Conclusion sur le fractionnement de la matière

Le comportement fragile de la résine thermodurcissable a pour conséquence de formerdes copeaux discontinus. Une ssure se propage en amont de l'arête de coupe et le copeauformé de matrice et de bre se fracture par exion sous l'eet de l'outil.

Quatre principaux modes ont été identiés, ces modes sont dépendants de l'orientationdes bres par rapport à l'arête de coupe. Un angle θ, déni comme l'angle entre la directiondes bres et l'arête de coupe (voir gure 1.22), variant entre 90et 135est la congurationqui engendre les eorts de coupe les plus importants. Les auteurs ont quantié ces eortslors d'opérations de coupe orthogonale et de fraisage conventionnel. L'avantage de la coupeorthogonale est d'améliorer la compréhension des phénomènes puisqu'ils sont simpliés etfacilement observables car l'outil est xe. Cependant dans ce cas les vitesses de coupe sontfaibles par rapport à celles observées dans l'industrie (en eet elles sont inférieures à 5m/min). Dans le cas de la coupe orthogonale et du fraisage conventionnel l'angle d'attaquede l'outil est xé à 90. Aucune étude répertoriée dans la bibliographie ne fait l'objet devariation d'angle d'attaque qui pourtant inuence grandement le mécanisme de coupe, cetaspect sera traité dans la suite de la thèse. Concernant les géométries d'outil préconiséesdans la bibliographie, les auteurs conseillent en règles générales un rayon d'acuité le plusfaible possible pour éviter une zone de compression des bres sous l'arête de coupe. Ennl'angle de taillant déni par l'angle de coupe et l'angle de dépouille doit être le plus faiblepossible pour diminuer les eorts de coupe.

1.2.5 Etude de l'usure outil

1.2.5.1 Les modes d'usure en usinage

Usure par abrasion :Selon l'étude de [Rawat et Attia, 2009b] deux modes d'usure en abrasion existentlors de l'usinage de C/ép :L'abrasion "hard" : qui se caractérise par l'initiation et la propagation de ssuresentre les grains de carbure à cause de la projection des bres sectionnées et desgrains de carbure rompus.l'abrasion "soft" : abrasion du liant (Co) par les bres ce qui augmente la possiblepropagation de ssure. L'abrasion est détectée lorsque l'arête s'émousse, une obser-vation au prolomètre optique permet de comparer l'état de l'arête neuve et uséecomme le montre la gure 1.31.

62


Figure 1.31 Relevé du prol de l'arête de coupe à diérente longueur d'usinage

Usure par collage :La matière usinée et la matière de l'outil réagissent localement sous l'eet des hautestempératures, l'agglomération de matière dans ces zones fragilise la cohésion desgrains dans le substrat.

Écaillage du revêtement :Selon le type de revêtement appliqué sur la plaquette et son processus de fabrication,le revêtement s'écaille sous l'eet des chargements sur l'arête de coupe. L'écaillagese propage sur les faces de coupe et de dépouille laissant apparaître le substrat. Cesdéfauts d'écaillage dépendent grandement de l'adhésion du revêtement sur ce substratet/ou sur les éventuelles couches intermédiaires d'adhésion.

Figure 1.32 Photo d'une arête de coupe présentant un écaillage du revêtement

L'abrasivité des bres de carbone implique une usure rapide des outils de coupe. Lesparticules les plus abrasives sont celles qui sont issues de la fracture des bres et quisont plus petites que le diamètre des bres. Dans l'étude de [K.S. Kim, D.G. Lee, 1992],il est démontré que l'usure sur l'arête de coupe est reliée directement à l'orientationdes plis et par extension aux modes de coupes. Les valeurs obtenues des constantesdu modèle de Taylor (Vc · Tn = C) sont données dans le tableau 1.9, elles montrentque la durée de vie de l'outil peut augmenter de 70% entre les deux orientations deplis , 0et 45.

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Table 1.9 Valeurs des constantes de Taylor pour diérentes orientations de plis selon[K.S. Kim, D.G. Lee, 1992]

orientation des bres constantes Durée de vie en min (pour Vc = 50 m/min)

n C T

0 1,125 241,5 4,115 0,617 93,8 2,830 0,481 72,5 2,245 0,451 55,4 1,3

1.2.5.2 Les matériaux de coupe

Le carbure de tungstène :Le carbure de tungstène est un matériau composite métallique constitué en grandepartie de grains de tungstène et d'un liant, le cobalt. Le pourcentage de cobalt peutvarier dans la plupart des cas de 3 à 10%. Le carbure de tungstène garantit unedurée de vie acceptable pour l'usinage de nombreux matériaux ferreux. Dans le casde l'usinage des matériaux composites, le mode d'usure principal est l'abrasion. Unsubstrat d'une dureté et d'une résistance à la rupture transverse élevées, ralentit lesphénomènes d'usure en abrasion. Ces caractéristiques peuvent être atteinte en dimi-nuant la taille des grains de carbure dans le substrat. Ainsi les substrats micrograinset submicrograins sont les plus adaptés pour l'usinage de ces matériaux. De plus, ilest possible de générer des nitions d'arêtes de type "ne". Comparativement à dessolutions en diamant polycristallin, le carbure de tungstène ore des durées de viefaibles mais un rapport de coût d'outil dix fois inférieur, ce qui implique que cettesolution reste économiquement viable.

Le diamant polycristallin (PCD) :Le diamant polycristallin, appelé plus communément PCD, est un matériau de coupeà base de diamant synthétique. Les grains de diamant sont compactés dans unematrice métallique (cobalt) à haute température et haute pression. Le diamant estutilisé en outil de coupe car c'est le matériau le plus dur, il détient également despropriétés intéressantes comme un faible coecient de friction avec la plupart desmatériaux et une bonne conductivité thermique. Cependant son coût élevé (presque10 fois le coût du carbure fritté) et sa fragilité en font un matériau délicat à utiliserpar les industriels. Il est possible d'intervenir sur la taille des grains de diamant pouraugmenter la résistance à l'abrasion. Ainsi, le fournisseur DIAMOND INNOVATIONpréconise une nuance mixte avec des grains de 20 et 5 µm car c'est la nuance pourlaquelle la quantité de liant cobalt est minimisée. En eet, le phénomène d'abrasiona tendance à éroder le liant qui entoure les grains de diamant, lorsque le liant esttrop érodé le grain se détache et le rayon d'acuité augmente.

Le carbure de tunsgtène revêtu diamant :Le revêtement diamant appliqué sur un substrat en carbure de tungstène permet detripler les conditions de coupe en augmentant de 10 à 12 fois la durée de vie, selonune étude de [Iliescu, 2008] en perçage.

64


Cependant ce résultat est à nuancer car l'adhérence entre le revêtement et le car-bure est le point faible de cette technique. En eet, selon le processus de déposi-tion, des contraintes résiduelles peuvent se créer dans le substrat ou dans le dépôtlors de la fabrication, ce qui amoindrit les capacités d'adhérence du dépôt. Selon[Jamal Y.Sheikh-Ahmad, 2009] le rapport ER/hr doit être égal à 1,5 pour minimiserles contraintes internes, hr étant l'épaisseur du revêtement et ER le rayon d'arête. Ilexiste plusieurs processus de fabrication de revêtement diamant :Le "Diamond like Carbon" ou DLC :Cette technologie consiste à déposer des grains de PCD par dépôt physique. Desparticules de carbone amorphes présentent dans un plasma sont ancrées sur le sub-strat électrostatiquement. Il est possible de réaliser des couches minces, de l'ordre dumicromètre. Le DLC est classé selon le tableau I.1 en annexe I dans le type structureamorphe, il n'existe pas d'arrangement déni mais les liaisons entre les atomes decarbone peuvent être de type Sp3 et Sp2. Si le type Sp3 apparait en plus grandequantité alors le revêtement sera plus dur. L'usure observée généralement sur les re-vêtements DLC est l'écaillage, suivie d'une usure rapide en abrasion du substrat quin'est plus protégé.Le diamant CVD :Ce type de revêtement s'obtient par un processus chimique. Une première étapeconsiste à préparer le substrat an de diminuer la proportion de cobalt en surfacecar l'adhérence des cristaux de diamant sur le cobalt est médiocre. Un amorçage dela réaction chimique pour créer des points d'ancrage des futurs cristaux de diamantest ensuite réalisé avant le processus de dépôt. Le substrat est enn noyé dans un gazchargé de particules de diamant à haute température. Il est possible d'intervenir surla taille des grains de diamant pour réaliser des revêtements nanocristallin ou micro-cristallin, correspondant aux numéros 3.1 et 3.2 de la classication de l'annexe I.1.Une comparaison des deux types de structures sera eectuée dans l'étude suivante.L'usure observée généralement sur le revêtement CVD est une usure en abrasion dansla région de l'arête de coupe puis, dans un deuxième temps, le revêtement s'écaille,les durées de vie obtenues avec des revêtements CVD sont supérieures à celle desDLC. Les photos de la gure 1.33 issues de l'étude de [Iliescu, 2008] comparent deuxfournisseurs de revêtement CVD, une usure en écaillage est observée avec le substratqui est visible sous le revêtement.

65


Figure 1.33 Comparaison d'usure sur l'arête d'un foret entre un revêtement de deuxfournisseurs diérents extraite de [Iliescu, 2008]

1.2.5.3 L'usure de l'outil liées aux phénomènes thermiques dans le cas del'usinage composite

Les auteurs [Weinert et Kempmann, 2004], [Rawat et Attia, 2009b] et [Wang, 1996] ontétudié les conséquences des phénomènes thermiques sur l'usure des outils. Ils s'accordentà dire que la quantité de chaleur émise par le procédé de coupe accentue les phénomènesd'usure.

Trois phénomènes interviennent durant l'usinage au niveau de l'arête de coupe, l'abra-sion, l'adhésion et la diusion. Les phénomènes de diusions ont été relevés par peu d'au-teurs lors de l'usinage de composites, en eet ce mode d'usure est décelé par l'apparitiond'un cratère sur la face de coupe. Dans le cas de l'usinage composite, l'abrasion et l'adhé-sion semblent être les phénomènes prépondérants. Cependant l'usure par diusion est liéeaux interactions chimiques entre les constituants qui peuvent accélérer l'augmentation detempérature.

Dans l'étude de [Wang, 1996], l'observation de microssures inter-granulaires coupléeà l'étude des gradients de température dans la plaquette conrme que des fragilités appa-raissent entre les grains les plus durs dans les zones où le plus fort gradient de températureest relevé. [Rawat et Attia, 2009b] attribuent l'amplication de l'usure au passage de lalimite des 500C au-delà de laquelle le carbure de tungstène fritté s'oxyde.

66


Quant à [Weinert et Kempmann, 2004], ils identient deux phénomènes générateurs dechaleur, qui sont les phénomènes de frictions et l'énergie de cisaillement, dans les deux casle cobalt se fragilise et on constate l'abrasion des grains. De plus ils observent un compor-tement plastiant de la résine époxy qui à tendance à s'agglomérer sur la face de dépouille,ce qui nous laisse penser que la matrice peut avoir un eet non négligeable sur l'usurecontrairement aux conclusions de[Jamal Y.Sheikh-Ahmad, 2009].

Enn dans l'étude de [Wang, 1996] des phénomènes d'usure par fatigue thermique sontrelevés, ils peuvent également inuencer grandement l'usure outil.

Pour conclure, le schéma 1.34 montre que plus les températures mises en ÷uvre aug-mentent et plus les phénomènes d'usure surviennent. Il est donc important d'avoir unevision globale des phénomènes thermiques qui peuvent se créer lors de l'usinage, Tous cesphénomènes sont complexes à analyser car ils peuvent interagir entre eux. De plus unemesure précise de la température est compliquée par le manque d'accessibilité à la zone decoupe.

Figure 1.34 Graphique présentant les diérentes formes d'usure en usinage dematériaux métalliques liées à l'augmentation de la température de l'outil selon[Opitz et Gappisch, 1962]

Conclusion sur l'usure des outils de coupe

La conception d'outils répétables de part leur durée de vie, implique l'étude des phé-nomènes thermiques mis en jeu pendant l'usinage. Ces derniers impactent directement lesmodes d'usure de l'outil. Il existe deux phases dans le processus d'usure, la première estl'abrasion du liant entourant les grains les plus durs et la deuxième phase est l'abrasion to-

67

1.3. CONCLUSIONS SUR LA BIBLIOGRAPHIE

tale du liant avoisinant et la désolidarisation des grains durs. Dans le cas d'un revêtement,les contraintes internes dues au processus de déposition ainsi que les conditions d'adhé-rence du dépôt sur le substrat, inuent grandement sur la tenue du revêtement. Dans lecas de l'usinage composite, seul des revêtements diamants CVD résistent à l'abrasivité desbres de carbone. Les outils fabriqués en diamant polycristallin présentent une très bonnerésistance à l'abrasion mais restent fragiles et très coûteux (rapport ×10 par rapport aucarbure fritté). L'usineur de matériaux composites doit donc adapter le matériau de coupeen fonction de son application.

1.3 Conclusions sur la bibliographie

L'utilisation de composites sur des applications aéronautiques est motivée de part leurcaractéristique mécanique spécique avantageuse face aux pièces métalliques. Même si lesstructures composites sont réalisées par moulage ou injection, des opérations d'usinagesont souvent nécessaires à la génération de surfaces fonctionnelles. Le type de structuredes bres de renforts et le type de résine, sont des facteurs inuençant l'usinage de cesmatériaux. En eet une bre au comportement fragile implique la génération d'écaillageslors de l'usinage et une détérioration de l'outil de coupe en abrasion à cause des particulesdures de graphite. Au contraire, les bres d'aramides ont un comportement ductile ce quifavorise l'apparition des bres non coupées lors de l'usinage. L'étude au préalable du typede renfort ou encore de la fraction de bres est déterminante dans le choix des outils decoupe. D'autre part, l'usinage étant générateur de chaleur due au frottement de l'outil surla matière, l'usineur se doit de contrôler la température de la pièce au cours de l'opérationsous peine de dégrader irréversiblement la résine thermodurcissable. Les caractéristiquesde cette résine, qui joue le rôle de matrice dans le composite, sont donc à connaître, lesgrandeurs comme la température de transition vitreuse indique la limite à ne pas dépassertandis que le taux de charges additives dans la résine informe sur le caractère abrasif de larésine.

En termes d'usinage, nous avons constaté un manque d'apport scientique dans le do-maine du surfaçage de matériaux composites. Cependant des parallèles sont explorés avecl'usinage orthogonal, le contournage ou encore le perçage. L'inuence de l'orientation desbres sur les eorts de coupe a été démontrée en usinage orthogonal par [Wang et al., 1995]et [Ramulu, 1997]. Ils introduisent des modes de coupe paramétrés par l'angle entre la di-rection des bres et la direction du vecteur vitesse de coupe. Ces modes seront réutilisésdans la suite de cette étude. Le mode IV en particulier correspond à une orientation de135entre le vecteur vitesse et la direction des bres, ce mode est repéré comme la con-guration la plus contraignante au niveau des eorts de coupe et des endommagementssubsurfaçiques. Ces derniers sont explorés par [Ghidossi, 2003].

Comme l'ont montrés ces auteurs, l'usinage des matériaux composites engendre desproblématiques supplémentaires liées à l'hétérogénéité du matériau. Comparativement àl'usinage métallique, d'autres facteurs pouvant limités la durée de vie de l'outil sont àprendre en compte : le délaminage entre deux plis, l'écaillage et la dégradation thermique

68


de la résine. De nombreuses contributions scientiques ont montré dans des applicationsde contournage ou de perçage, qu'une acuité d'arête élevée augmente la qualité de nition.Cependant les phénomènes d'abrasion trois corps (carbone, cobalt, carbure) tentent à aug-menter très rapidement le rayon d'arête. Ce phénomène est moins rapide pour des outils endiamant polycristallin. De plus, un certain nombres de travaux font l'objet d'optimisationsde l'angle de coupe de l'outil et l'angle de dépouille qui semblent trouver des optimum pourdes valeurs au-delà de 20pour l'angle de coupe et 7pour l'angle de dépouille.

69


L'étude présentée dans ce mémoire présente un certain nombre de contributions surles géométries d'outils mais aussi sur des stratégies d'usinages adaptées au surfaçage desmatériaux composites stratiés. An de palier aux défauts d'usinage, un travail sur les géo-métries à diérentes échelles a été eectué. Les impacts de l'angle d'attaque et de l'anglede coupe sur, la qualité de coupe, les eorts de coupe et l'usure outil, ont été étudiés. L'in-uence de diérents revêtements diamants sur ces trois dernières grandeurs est égalementanalysée.

La structuration du mémoire suit le schéma présenté en gure 1.35, l'objectif nal est laconception d'un outil de surfaçage respectant la qualité strucurale de la pièce aéronautique,mais également apportant une diminution de l'impact thermique et de l'usure outil.

Figure 1.35 Schéma représentant la structuration du mémoire

70

2 Impact des géométries d'arêtes et desstratégies de coupe lors d'un surfaçaged'un composite stratié

La mise au point d'un outil coupant suscite de nombreux questionnements et il estimportant de classier les diérents types d'optimisations possibles sur un outil coupantdans sa globalité. Nous distinguerons donc deux types d'optimisations : d'ordre géométriqueet d'ordre matériau. Des paramètres géométriques peuvent être améliorés sur le corps del'outil ainsi que sur la plaquette d'usinage. Le travail d'optimisation peut également sesituer sur la plaquette d'usinage, dans le choix du substrat et du revêtement. Le tableau2.1 présente une liste non exhaustive des diérents paramètres optimisables.

Paramètres optimisables : Paramètres pris en compte dansl'étude :

Paramètres géométriques du corps d'outil :

Nombre de dents Une dent

Diamètre Variable selon l'essai

Lubrication Usinage à sec

Mode de serrage des plaquettes Vis à tête conique

Paramètres géométriques de la plaquette :

Angles de coupe (axial, radial, inclinaison, at-taque, dépouille)

Axial, attaque

Renfort d'arête (honing, brut de pressage, renfortd'arête négatif)

Brut de pressage

Nombre d'arêtes 5

Forme de l'arête (circulaire, inclinée, droite) Variable selon l'essais

Paramètres matériaux du substrat :

Pourcentage de cobalt 6%

Pourcentage de carbure de tungstène NC

Pourcentage d'additifs NC

Traitement thermique spécique Double frittage

Traitement de surface (attaque chimique) Attaque chimique avant revêtement

Paramètres matériaux du revêtement :

Epaisseur 1 µm,12 µm,16 µm

Structure (DLC, amorphe, cristallin) Microcristallin, nanocristallin

Procédé de dépose (CVD, MTCVD, PVD) CVD, PVD

Table 2.1 Tableau présentant les paramètres généraux à prendre en compte pour la miseau point d'un outil coupant, en deuxième colonne se trouvent nos paramètres utilisés lorsde nos essais

71

2.1. STRATÉGIES EXPÉRIMENTALES

Parmi ces diérents paramètres d'optimisation, nous avons décidé d'agir sur certainsd'entre eux, dont voici la liste :

L'angle d'attaque L'angle de coupe Le revêtement Le rayon d'arête la stratégie de coupe Les conditions de coupe

An d'étudier le phénomène de coupe de façon globale, nous avons choisi d'analyserdiérents phénomènes quantiables comme les eorts de coupe, la température de la surfaceusinée et de l'outil, la qualité de coupe ainsi que l'usure. Nous nous intéresserons à l'impactde chaque changement de paramètres de l'outil sur ces phénomènes quantiables.

2.1 Stratégies expérimentales

2.1.1 Matériels et méthodes :

Comme il a été mentionné dans la partie 1 et l'annexe B, l'usinage de matériaux com-posites nécessite des équipements adaptés an de ne pas mettre en danger les utilisateurs etégalement de protéger les équipements électriques face aux poussières conductrices. L'ap-pareillage d'une machine UGV PCI Météor 10 est décrit dans cette partie, l'ensemble del'appareillage répond au cahier des charges suivant :

Etre capable de mesurer les eorts de coupe in situ Etre capable d'estimer la température du matériau usiné ainsi que celle de l'interfaceoutil matière à un instant "t" pendant l'usinage.

Protéger les utilisateurs et les équipements électriques face aux poussières de carbone.Dans ce paragraphe, il est également question des procédés d'analyse, comme celui des

eorts de coupe et les procédés de mesures d'usure de l'outil et de rugosité.

2.1.1.1 Description de l'environnement des essais :

L'ensemble des essais d'usinage a été réalisé sur une machine à commande numérique(CN) 3 axes, PCI Météor 10, représentée en gure 2.1.

72


Figure 2.1 Environnement des essais

Les spécicités de cette machine sont : un positionnement horizontal de la broche, unevitesse de rotation maximum pouvant atteindre 24000 tr/min avec des déplacements d'axesrapide (60 m/min). La puissance maximum disponible à la broche est de 47 kW à 24000tr/min. Cette machine est équipée d'une aspiration de poussières de carbone reliée à labroche outil, ce qui permet une meilleure ecacité de l'aspiration.

2.1.1.2 Description des moyens expérimentaux :

Le tableau 2.2 résume l'ensemble des moyens expérimentaux utilisés dans l'étude ainsique les spécications techniques de ces moyens.

73


Table 2.2 Liste détaillée des équipements de mesures utilisés (fa=fréquence d'acquisi-tion)Matériels Descriptions

Fabricant,type,chaine de mesure

Spécicités Mesures eectuéesdans l'étude

Mesures in situ

CaméraInfrarouge

Mesure du rayonne-ment infrarouge émispar un matériau

CEDIP,JADE MWIR

Réponse spectrale 3 à 5µm, fa=176 Hz

Température de lasurface usinée

Camérarapide

Acquisition d'imagesà hautes fréquences

PHOTRON,Fastcam1024

Jusqu'à 100000images/sec au format64x64

Formation du co-peau et formationd'écaillage pendantl'usinage

Table dyna-mométrique

Mesure d'eorts parcapteur piézoélec-trique

KISTLER,Type 9255B

fa= 10 kHz, Eorts de coupe

ThermocouplesRadiofré-quences(RF)

Mesure de températureavec transmission desdonnées par RF

ATCOM télémetrie,ATE4TH/ ATR6AU

4 voies, fa= 8 HzTempérature dans laplaquette d'usinage

Thermocouplesstatiques

Mesure de tempéra-ture

National instrumentNI9211

12 voies, fa= 2 HzTempérature dans la piècecomposite

Mesures post essais

Prolomètreoptique

Mesure optique duprol d'une surface

VEECO,WYKO NT1100

Résolution verticale 0,1nm à 1 mm

Mesure de la rugosité dela surface usinée et desrayons d'acuité outil

MEBMicroscope Electro-nique à Balayage

LEICA Résolution 3,5 nm Type de fracture desbres de carbone

BinoculaireMesure visuelle avecagrandissement

LEICA Grandissement maxx4

Mesure de l'usureen dépouille et desécaillages de revête-ment

2.1.1.3 Traitement des eorts de coupe :

L'étude des eorts de coupe en fraisage est primordiale pour identier les mécanismesde coupe ainsi que les modes de coupe associés qui sont présentés sur la gure 1.22. Leseorts de coupe sont mesurés à l'aide d'une table dynamométrique, dans un repère xenoté (Fxf , Fyf , Fzf ). Un repère tournant (Fcx, Fcy, Fcz) déni par le paramètre angulaire ϕ,indique la position angulaire de la fraise à chaque instant. Sur la gure 2.2, tous les repèressont représentés. Un dernier repère noté (F4cx, F4cy, F4cz) prend en compte le placement dela plaquette dans son logement (les deux paramètres à prendre en compte sont l'angle decoupe axial ψp et radial ψf ). Les composantes F4cx et F4cz appartiennent au plan (Psp) quiest le plan parallèle au fond du logement et passant par l'arête de coupe. (Pspp) est un planperpendiculaire au plan (Psp) passant par un point de l'arête, il permet de représenter lacoupe dans un plan similaire à une coupe orthogonale. Enn la résultante des eorts dansle repère (F4cx, F4cy, F4cz) est notée F4c.

74


Figure 2.2 Méthode d'analyse des eorts de coupe

Quatre changements de repère consécutifs sont nécessaires pour retrouver les eortsagissant sur la plaquette. Le premier changement consiste à basculer les eorts du repèrexe Rf , dans un repère tournant représentant la rotation de l'outil. Le paramètre associéest ϕ : l'angle d'engagement.

[Rc/Rf ] =

cos(ϕ) sin(ϕ) 0−sin(ϕ) cos(ϕ) 0

0 0 1

Figure 2.3 Représentation des repères Rf et Rc

75


Le repère R2c consistent à placer la plaquette selon les inclinaisons axiales et radialesde son logement. R1c est le nouveau repère dû au placement radial. Ces changementsne tiennent pas compte des géométries propres à la plaquette. C'est pourquoi pour unemeilleure compréhension, la plaquette peut être assimilée à un parallélépipède comme re-présenté sur la gure 2.4. Les plans Pr, Pp et Pf sont issues de la norme NF E 66-502représentée en annexe D.

Figure 2.4 Représentation de la plaquette dans le repère Rf dénit par les plans Pr, Ppet Pf

Figure 2.5 Représentation des repères Rc et R1c

76


La matrice du changement de repère entre Rc et R1c s'écrit :

[R1c/Rc] =

cos(ψf ) sin(ψf ) 0−sin(ψf ) cos(ψf ) 0

0 0 1

La matrice du changement de repère entre R1c et R2c est construite comme une matrice

de rotation d'axe quelconque, dans notre cas, l'axe de rotation est porté par le vecteur Xcdont ses coordonnées dans le repère R1c sont données par : cos(ψf )

−sin(ψf )0

La matrice de rotation s'écrit alors :

[R2c/R1c] = (1− cos(ψp))

cos(ψf )2 cos(ψf ) · sin(ψf ) 0cos(ψf ) · sin(ψf ) sin(ψf )2 0

0 0 0

+cos(ψp)

1 0 00 1 00 0 1

+ sin(ψp)

0 0 −sin(ψf )0 1 −cos(ψf )

sin(ψf ) cos(ψf ) 0

Figure 2.6 Représentation des repères R1c et R2c

Enn, le dernier changement de repère tient compte de la géométrie propre à la pla-quette, c'est à dire l'angle d'attaque Kr. An d'analyser les eorts de coupe de signe positif,nous appliquons un sens de rotation négatif au paramètre (ω = 90−Kr) (voir gure 2.7).

[R4c/R2c] =

cos(Ω) 0 −sin(Ω)0 1 0

sin(Ω) 0 cos(Ω)

77


Figure 2.7 Représentation des repères R2c et R4c

Enn la matrice de passage du repère xe Rf à R4c s'écrit :

[R4c/Rf ] = [R4c/R2c] · [R2c/R1c] · [R1c/Rc] · [Rc/Rf ]

An d'analyser le mode de cisaillement des bres lors de l'opération, des repères xesspéciques à chaque orientation de bre ont été dénis (Rf,0 deg, Rf,45 deg, Rf,90 deg, Rf,135 deg),ils sont présentés sur la gure 2.8.

Figure 2.8 Représentation des repères liés à l'orientation des bres

78


La méthode d'analyse des eorts de coupe est décrite sur la gure 2.9

Figure 2.9 Méthode d'analyse des eorts de coupe

79


2.1.1.4 Recherche des limites d'exploitations des signaux d'eorts et intro-duction d'une nouvelle méthode pour le calcul de Hmin :

L'étude bibliographie a fait ressortir l'existence de zones de copeau minimum où desphénomènes complexes peuvent apparaître comme par exemple le repli des bres sousl'arête de coupe. Ce repli a été introduit par [Zhang, 2009] et [Wang et Zhang, 2003]. Leszones d'entrée et de sortie de l'outil sont donc retirées de l'analyse des eorts an de nepas inuencer la lecture de ces derniers. Des essais de type "hmin" sont réalisés dans le butde dénir les zones à écarter. La gure 2.10 présente l'évolution de l'énergie de coupe enfonction de l'épaisseur copeau (méthode du Couple Outil-Matière), nous en déduisons lavaleur d'épaisseur copeau en dessous de laquelle les valeurs d'eorts seront écartées soit :hmin= 0,05 mm. Le point hmin est déduit à l'aide de ses valeurs voisines h1 et h2, il doit

satisfaire à l'équation mc =

log(Kc,h1Kc,h2

)

log(h1h2

)

< 0, 35 selon la méthode BAGUR.

Figure 2.10 Résultat d'un essai hmin qui consiste à récupérer l'eort spécique de coupeà l'épaisseur copeau maximum en faisant varier l'avance au tour

Une des problématiques lors de qualication d'usinabilité de nouveau matériau est lemanque de quantité de matière pour réaliser les essais du Couple-Outil-Matière (COM).Dans le but de réduire le nombre d'essais lors de la recherche du hmin (Dans le relevé hminprécédent, 9 passes ont été nécessaires pour suivre la méthode du COM), nous proposonsune méthode pour tracer l'évolution de l'eort spécique de coupe en fonction de l'épaisseurcopeau à l'aide d'une seule passe d'usinage.

80


Cette méthode est basée sur l'évaluation de la puissance de coupe instantané Pi(ϕ(t))et le débit matière instantané Qi(ϕ(t)). La gure 2.11 montre l'évolution moyenne prisesur 10 tours de fraise l'eort de coupe spécique instantanée. Une élévation de cet eortest clairement visible lors du copeau d'épaisseur minimum correspondant à l'entrée de lafraise dans la matière et à la sortie. Il est possible de tracer l'évolution du coecient mc,i

instantané en fonction de l'épaisseur copeau, cette évolution est représentée sur la gure2.12, ainsi la valeur minimum de l'épaisseur du copeau est déduite du graphique, noustrouvons hmin= 0,032 mm. Sur la gure 2.13, la méthode en un seul essai est comparéeà la méthode du couple outil-matière avec les eorts spéciques de coupe instantané . Dufait de la prise en compte de l'eort moyen dans le COM, les valeurs de l'eort spéciquede coupe instantanée sont surestimées, cependant étant donnée que l'évolution des deuxcourbes est similaire, le hmin peut donc se déduire de cette nouvelle méthode.

Figure 2.11 Représentation de l'eort de coupe instantanée pour un tour de fraiseengagée à 100% du diamètre (le signal représenté est une moyenne sur 10 tours consécutifs)

Dans les deux cas les épaisseurs minimum de coupe sont proches, hmin= 0,032 mm pourla méthode à une passe et hmin= 0,05 mm pour la méthode COM, ce qui nous confortedans la nouvelle méthode utilisée. Les équations (2.1),(2.2) et (2.3) ont été programméesdans le code Matlab pour calculer les grandeurs instantanées.

81


Kci(ϕ(t)) =Pi(ϕ(t))

Qi(ϕ(t))(2.1)

avec

Qi(ϕ(t)) = hi(ϕ(t)) · Ap

sin(Kr)·N · Ae

60(2.2)

et

hi(ϕ(t)) = cos((ϕ(t))) · Fz · sin(Kr) (2.3)

Pi(ϕ(t)) se calcule à l'aide de l'eort Fcy(ϕ(t)) suivant l'équation (2.4)avec D le diamètrede l'outil :

Pi(ϕ(t)) =D · Fcy(ϕ(t))

2· π ·N

30(2.4)

Figure 2.12 Représentation du coecient spécique de coupe mc en fonction de l'épais-seur du copeau

82


Figure 2.13 Représentation d'une comparaison entre une courbe d'essai COM selonBAGUR et la méthode Hmin en une passe

2.1.1.5 Méthode de mesure de la rugosité :

La mesure de la rugosité arithmétique (Ra) sur une surface de composite à renforts -breux est sujette à de fortes critiques. En eet comme le mentionnent [Guegan et al., 1992],[Arola et Ramulu, 1997] et [Wang et Zhang, 2003], la mesure du Ra est très sensible àl'orientation des bres et il est dicile de comparer de façon équitable deux mesures. Lecritère de rugosité Ra est pourtant très utilisé pour la qualication de surfaces métalliqueset elle indique un niveau de nition qui ne dépend que de la géométrie de l'outil et desconditions de coupe.Dans le cas des matériaux composites, ces auteurs proposent l'utilisation de critères plussensibles aux creux et aux vallées de la surface comme les paramètres Rt et Pt. Toutes lesmesures de rugosité eectuées dans l'étude présentée sont réalisées à l'aide d'un prolomètreoptique (mesure sans contact). Ce type de mesure est préconisé par [Guegan et al., 1992]an d'éviter la exion des bres sous l'eet de la pointe du palpeur, ce qui est le cas lorsd'une mesure avec contact. Cela peut entraîner des erreurs de mesures.L'analyse des surfaces usinées dans notre cas a conduit à adapter la norme ISO 4288 quiest la norme dénissant les conditions de mesure de rugosité, cette norme est décrite dansles travaux de [B.Raphet, 2008]. Cette dernière introduit des subdivisions de la mesureappelées longueurs de base (Lu) an de palier aux écarts géométriques. Nous proposons etnous utiliserons par la suite une adaptation de cette norme aux matériaux composites quiconsiste à garder 5 longueurs de base comme il est préconisé dans la norme. Ces longueurssont dénies comme variables selon l'orientation des plis et la direction de coupe. La gure2.14 représente ces nouvelles longueurs de base (Lu) qui sont dénies par la relation (2.5).

83


Figure 2.14 Représentation de la longueur unitaire de mesure pour l'estimation du prolde rugosité Ra, ∗ l'orientation des plis est signalée par une barre oblique à droite pour lepli 135et à gauche pour le pli 45

Lu =Nf · d2

f

pth · sin(Φ)(2.5)

avec :Nf : le nombre de laments par mèchespth : l'épaisseur d'un plidf : le diamètre d'une breΦ : l'angle entre la direction d'avance de la fraise et la direction du pli

Dans notre cas, Nf=24000, df=5 µm et pth=0,26 mm. Donc Lu,45=Lu,135=3,26 mm,Lu,90=2,31 µm et Lu,0=0,8 µm. Cette adaptation de la longueur de base ore la possibilitéde prendre en compte les zones intermèches qui apparaissent sur la surface usinée et pourlesquelles l'aspect de surface dière des autres zones. Une comparaison entre une longueurde base conformément à la norme et une longueur adaptée est faite par la suite en partie2.3.1.1 page 121.

Comme pour les aspects de surface métallique usinée, il est possible de retrouver desparamètres de coupe tels que l'avance à la dent, ce paramètre s'interprète cependant dif-férement dans le cas des composites. En eet la gure 2.15 montre comment retrouverl'avance à la dent qui dépend grandement de l'orientation des bres notée Φ.

84


Figure 2.15 Observation de la surface usinée

2.1.1.6 Méthode de mesure des rayons d'arête :

La mesure de l'usure des plaquettes est importante pour dénir des critères de durée devie et contrôler la répétabilité du processus. L'évolution du rayon d'arête a été dénie dansla suite de l'étude en paragraphe 2.3.3.2 comme un paramètre inuant sur le mécanismede coupe et plus spéciquement la génération de délaminage et de plis non coupés. Uneméthode de mesure a été développée à l'aide d'un prolomètre optique VEECO, WYKONT1100 an d'obtenir le prol exact du rayon d'arête. La gure 2.16 montre le dessin ducercle retenu pour 3 cas d'usure. Il est déni comme étant le cercle ayant le plus de points encommun avec le prol de l'arête de coupe et de plus il est strictement inscrit dans la géomé-trie de l'arête. Cette méthode de mesure est introduite par [Jamal Y.Sheikh-Ahmad, 2009],dans ces travaux, il considère le rayon d'arête comme étant dans la partie coupante (repré-sentée en rouge sur la gure 2.16) et la zone de dépouille une zone de frottement. Enn,un algorithme de détermination du rayon d'arête à partir des points du prol a été mis enplace, le lecteur pourra ci-référer en annexe E.

Figure 2.16 Mesure du rayon d'arête suivant la méthode de[Jamal Y.Sheikh-Ahmad, 2009]

85


2.1.1.7 Méthode de détection du délaminage :

La méthode utilisée pour quantier les délaminages est double puisqu'il s'agit d'une ins-pection visuelle, et d'une méthode d'analyse des signaux vibratoires au cours de l'usinage.La deuxième méthode est développée par [Chibane et al., 2012]. Elle consiste à détectersi oui ou non un délaminage à eu lieu pendant l'opération en analysant les signaux vi-bratoires de la pièce. En eet, 3 capteurs accélérométriques tri-axiaux sont disposés sur lapièce, sur la xation de la pièce ainsi que sur la broche. Un analyseur multi-entrée (Brüel &Kjær 3560) enregistre les données puis le signal est moyenné par la méthode ARMS selonl'équation (2.6) :

ARMS =√Ax2

rms +Ay2rms +Az2

rms (2.6)

Un seuil de détection est alors déni, toutes les conditions qui dépassent ce seuil sont sus-ceptibles de présenter un délaminage. Cette méthode est binaire mais elle ore la possibilitéde dénir des plages d'utilisation ou de surveillance pour ce matériau.

2.1.2 Plan d'expérience 1 : comparaison d'un Kr=19 et d'un Kr=60pour trois revêtements diamant

2.1.2.1 Objectif :

Ce plan d'expérience a pour but de comparer deux géométries qui ont des angles d'at-taques diérents, Kr=60et Kr=19et 3 revêtements diamant de nature et de compositiondiérentes. La comparaison se fera en termes d'eorts de coupe, de qualité de coupe ainsique d'usure.

2.1.2.2 Paramètres des outils :

Trois revêtements diamant sont testés à travers ce plan d'expérience :

DLCép1 :Un revêtement diamant DLC (Diamond Like Carbon) d'une épaisseur de 1 µm. Cetype de revêtement est connu pour sa faible résistance à l'abrasion car sa structureest amorphe (voir annexe I.1) et son épaisseur faible. Puisqu'un des buts de l'essaiest de comparer l'usure entre les deux géométries, sur de faible longueur de coupe,ce type de revêtement est adapté car son usure est rapide.

nanoC :Un revêtement diamant CVD (Chemical Vapor Deposit) nanocristallin d'une épais-seur de 6 µm.

microC :Un revêtement diamant CVD (Chemical Vapor Deposit) microcristallin d'une épais-seur de 16 µm.

86


Le substrat en carbure de tungstène utilisé est de type standard contenant 6% de cobalt.Sur la gure 2.17, qui montre l'environnement de l'essai, une plaquette de type PDKT 0905 DE FR-11 avec un angle d'attaque à 19est équipée sur une fraise "`penta High feed"'de fabrication Safety.

Figure 2.17 Photo de l'environnement de l'essai

L'annexe C renseigne sur les dimensions de cette plaquette. Une autre fraise "`Penta60"' a été utilisée avec des plaquettes de même type mais la géométrie de l'outil à un angled'attaque à 60. L'angle axial et radial eectif est donné dans la table 2.3 pour les deuxgéométries conformément à la norme NF E 66-502 qui est présente en annexe D. Le lecteurpourra également se référer au schéma 2.4 page 76. Le tableau 2.3 montre que les angles decoupe radiaux sont diérents mais proches en valeur pour les deux géométries, les auteurs[Arola et Ramulu, 1997] et [Wang et Zhang, 2003] relativisent cette diérence en obtenantune évolution stable des eorts de coupe en fonction de l'angle de coupe entre 20et 24.Concernant la diérence entre les angles de coupe axial eectif (λs) des deux géométries,cette dernière est liée à la diérence de Kr puisque ces deux angles sont intimement liés.

Table 2.3 Paramètres angulaires des deux géométries utilisées ainsi que le diamètre del'outil

Angles en degré Désignation de la fraise

Penta high feed Penta 60

Angle d'attaque (Kr) 19 60Angle interne 15 15

Angle de coupe axial eectif (λs) 6,1 15,2Angle de coupe radial eectif (γ0) 24 20

Diamètres (mm) 72,8 67,4

87


2.1.2.3 Description du plan d'expérience

Un plan d'expérience factoriel de type composite centré a été choisi, il est présenté dansles tables 2.4 et 2.5.

Figure 2.18 Congurations d'usinage pour les géométries Kr=19et Kr=60

Table 2.4 Plan d'essai pour Kr = 19, *(rayon d'arête moyen ± 2 µm).Kr () Revêtement ap

(mm)ae(mm)

Lc(mm)

Vc(m/min)

h(mm)

i

96, 5 0, 2 1DLCép1 200 0, 1 2Er=10µm

∗ 200 0, 3 3nanoC 450 0, 06 4

19 Er=16µm∗ 1, 04 36, 4 55 450 0, 2 5

microC 450 0, 34 6Er=26µm

∗ 700 0, 1 7700 0, 3 8803, 5 0, 2 9

88


Table 2.5 Plan d'essai pour Kr = 60, *(rayon d'arête moyen ± 2 µm).Kr () Revêtement ap

(mm)ae(mm)

Lc(mm)

Vc(m/min)

h(mm)

i

96, 5 0, 2 1DLCép1 200 0, 1 2Er=10µm

∗ 200 0, 3 3nanoC 450 0, 06 4

60 Er=16µm∗ 1, 04 36, 4 55 450 0, 2 5

microC 450 0, 34 6Er=26µm

∗ 700 0, 1 7700 0, 3 8803, 5 0, 2 9

Ce type de plan ore la possibilité de diminuer le nombre d'essais sans pour autant dimi-nuer l'indice de conance des résultats, en eet la condition centrale est répétée trois fois. Deplus les résultats peuvent être interprétés en termes de surfaces de réponses, ce qui apportedes indications supplémentaires sur l'évolution des résultats. Au regard du coût importantde la matière composite, une optimisation du nombre d'essais semble incontournable. Lelecteur pourra trouver toute la théorie nécessaire à l'élaboration de surface de réponsedans les travaux de [Montgomery, 1997], [Box et Wilson, 1951], [Box et Hunter, 1957] et[Cochran et Cox, 1962]. Au niveau usinage ce type de plan a été utilisé en condition d'usi-nage par des auteurs comme [Davim et Reis, 2005] and [Tsao, 2008].

La profondeur de passe ap a été xée a 1,04 mm, ce qui correspond à l'épaisseur de 4plis, ainsi l'eet de l'orientation des bres discutés dans la partie 1.2.4.2 peut être négligée.L'engagement radial noté ae a été xé à 50% du diamètre de l'outil. Les longueurs decoupe notées Lc sont 55 mm et 22, 5 mm respectivement pour l'outil à Kr=19et Kr=60.Cette diérence de longueur nous permet d'étudier les deux géométries sur le même tempsde contact matière. Ces longueurs de coupe peuvent paraître courtes mais il ne faut pasperdre de vue l'enjeu qui est de tirer le maximum de conclusions avec peu de matièredisponible. C'est souvent le cas lors des qualications d'usinabilité d'un nouveau matériau,pour lesquelles il faut se contenter d'un petit échantillon de matière. Concernant l'avanceprogrammée (fz), dans notre cas elle est une fonction du Kr et de l'épaisseur copeau h, cedernier est choisi comme variable du plan d'expérience, la relation (2.7) permet de relier cesparamètres. Le schéma 2.18 résume l'ensemble des paramètres cités précédemment. Enntous les tests sont réalisés sans lubrication.

fz =h

sin(Kr)(2.7)

Concernant les mesures eectuées avant, pendant et après l'essai d'usinage, elles sontrésumées dans le tableau 2.6.

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Table 2.6 Mesures eectuées avant, pendant et après l'essaiTypes d'équipement de mesure

Types de mesureeectuée avantl'usinage

eectuée pendantl'usinage

eectuée aprèsl'usinage

Eorts de coupeTable dynanomé-trique KISTLERtype 9255B

Température de lamatière

Caméra infrarouge,CEDIP JADEMWIR

Délaminages Niveaux vibratoires Binoculaire

Ecaillages Binoculaire

RugositéProlomètre optiqueVEECO, WYKONT1100

Rayon d'arêteProlomètre optiqueVEECO, WYKONT1100

Prolomètre optiqueVEECO, WYKONT1100

Usure Vb Binoculaire

2.1.3 Plan d'expérience 2 : discrétisation d'un usinage pli par pli

2.1.3.1 Objectif :

L'objectif principal de ces essais est la compréhension de l'inuence de chaque pli surles eorts de coupe et l'usure de l'arête de coupe.

2.1.3.2 Description de l'essai :

L'essai consiste à surfacer un matériau composite stratié multiaxial en usinant un seulpli par passe. La profondeur de passe (ap) paramétrée est de 0,26 mm, qui est l'épaisseurd'un pli. La gure 2.19 montre qu'à cette profondeur de passe le copeau est formé dansle rayon de raccord, ce dernier a donc été supprimé par rectication pour ce plan d'essai,ainsi que le plat de planage. La gure 2.20 montre les photos des plaquettes qui mettent enévidence la suppression du rayon et du plat de planage. Ainsi les eorts qui seront analy-sés pour ce plan d'essai ne prendront en compte que les eets de l'arête de coupe principale.

Une condition de coupe xe est choisie, Vc = 100m/min et l'épaisseur copeauxh = 0,1 mm. L'engagement radial (ae) choisi est de 100% du diamètre. Ces conditionsorent une bonne analyse de la formation du copeau à la fois en opposition et en avalant.An d'enregistrer les eorts de coupe, une longueur de coupe est programmée à 20 mm.Les essais sont répétés 3 fois et les signaux d'eorts présentés dans le paragraphe 2.2.2 sontmoyennés sur 10 formations de copeaux. Le tableau 2.7 résume les conditions de coupeutilisées pour l'usinage de chaque pli et le tableau 2.8 informe sur les mesures réaliséespendant l'essai.

90


Figure 2.19 Schéma représentant le rayon de raccord entre l'arête de coupe et l'arêtede planage, ce rayon de raccord étant le même pour la géométrie Kr = 19et Kr = 60,des modications ont été apportées à l'arête : la suppression du rayon de raccord et lasuppression du plat de planage.

Figure 2.20 Photo des plaquettes de coupe mettant en évidence le cassage des rayonsde raccordement et le planage, a.Kr = 19et b.Kr = 60

Table 2.7 Condition de coupe utilisées pour l'usinage de chaque pliPlis h (mm) ap (mm) ae (mm) Vc (m/min) Lc (mm)

0, 45, 90, 135 0,1 0,26 72,8 100 20

91



Types de mesure eectuée avant l'usi-nage


eectuée après l'usi-nage

Eorts de coupe Table dynanomé-trique KISTLERtype 9255B

Ecaillage Binoculaire

2.1.4 Plan d'expérience 3 : optimisation du Kr et du rayon d'arête surun pli

2.1.4.1 Objectif :

L'objectif principal de l'essai est d'optimiser l'angle d'attaque entre 4,7 et 31,2 degréspour déduire une géométrie à faible impact thermique et minimisant les eorts de coupe.De plus, il été décidé aux vues des résultats de l'essai comparatif des revêtements (pland'expérience 1), de tester l'inuence du rayon d'arête couplée à l'angle d'attaque.

2.1.4.2 Description de l'essai :

Lors de cet essai un plan composite centré a été utilisé, il fait évoluer l'angle d'attaqueentre 4,7 et 31,2, et le rayon d'arête entre 7 et 44 µm. Le tableau 2.9 récapitule lesconditions testées, les paramètres xes pendant l'étude sont les suivants :

L'engagement radial est xé à 50% du diamètre. La longueur de coupe est xée à 173 mm. La vitesse de coupe est de 200 m/min pour l'ensemble des conditions. Cette vitessea été choisie dans l'optique de limiter l'usure de la plaquette sur une longueur decoupe de 173 mm.

L'angle Φ représentant une orientation des bres par rapport au sens d'avance dela fraise. Cet angle a été choisi à 0 car c'est la condition de la campagne la pluscontraignante au niveau des eorts de coupe.

L'angle de coupe radial eectif est un paramètre non variable, en eet chaque pla-quette a subi une rectication de la face de coupe an de xer cet angle à 23.

92


Table 2.9 Plan d'expérience pour la campagne d'optimisation de l'angle d'attaque,*(Diamètre mini).

Φ () ap(mm) h(mm) Vc(m/min)

Fz(mm/tr)

D∗(mm) Kr () Ertheo(µm)

id

3,05 47, 5 4, 7 25 N11,31 56 11 15 N211,31 56 11 35 N220,81 56, 2 18 44 N31

135 0, 26 0, 25 200 0, 81 56, 7 18 7 N320,81 56, 4 18 25 N330,57 57, 4 25 35 N410,57 57, 5 25 15 N420,47 57, 6 31, 2 26 N5

Le tableau 2.10 récapitule les diérentes mesures et appareillages utilisés lors de ce pland'expérience. Enn le tableau 2.11 présente les mesures des rayons d'arête avant l'essai,ces derniers ont été générés par un polissage manuel jusqu'à la valeur désirée. Les mesuressuivent l'algorithme présenté en annexe E.


Types demesure

eectuée avantl'usinage


eectuée aprèsl'usinage

Eorts decoupe

Table dynanomé-trique KISTLERtype 9255B

Températurede la matière

Caméra infra-rouge, CEDIPJADE MWIR

Ecaillages Binoculaire

Rugosité Prolomètre op-tique VEECO,WYKO NT1100

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Table 2.11 Photos des plaquettes avant l'essaiNuméropla-quette

Vues face de coupe Mesures du rayon d'arête de planage Mesures du rayon d'arête de coupe

N1

N21

N22

N31

N32

N33

N41

N42

N5

94


2.1.4.3 Préparation de l'angle de coupe radial eectif et du passage thermo-couple

L'angle de coupe radial eectif et l'angle d'attaque sont intimement liés, or dans nosessais l'angle d'attaque est pris comme paramètre variable. An de ne pas être perturbépar un angle de coupe variable, nous avons procéder à une rectication de la face de coupean de compenser ce changement d'angle. Les valeurs de rectication sont présentées enannexe F suivant les modèles 3D de chaque plaquette. Les gures 2.21 montrent la manièredont le thermocouple est positionné. Ce dernier est bridé entre le corps de l'outil et laplaquette à l'aide d'une gorge en "V". Une fois en position la gorge est remplie de pâtethermique conductrice.

Figure 2.21 Photo de la préparation de la plaquette

Figure 2.22 Photo du placement de la plaquette sur le corps et implantation du ther-mocouple

95

2.2. EFFORTS DE COUPE EN SURFAÇAGE

2.2 Eorts de coupe en surfaçage

2.2.1 Comparaison d'eorts obtenus avec unKr=19et Kr=60sur quatreplis

L'analyse de l'eort de coupe suppose quelques précautions avant de faire une compa-raison, en eet l'épaisseur de coupe a été xée comme l'explique la partie 2.1.4.2, de ce fait,il faut considérer le ratio des sections copeaux. En eet l'angle d'attaque étant diérententre les deux géométries, la section copeau, notée A, représentée sur la gure 2.23 n'estpas identique pour les deux outils. L'équation (2.8) montre le rapport des sections copeauxqui sont formées par la profondeur de passe et l'avance à la dent. An de simplier les ré-sultats et la compréhension de la démarche nous prendrons ap=1 mm et les comparaisonsseront faites entre les deux outils pour la même épaisseur copeau h. Enn, l'équation (2.8)établit que le rapport des sections revient aux rapports des sin(Kr).

Figure 2.23 Vues en coupe de la section copeau d'un outil Kr=19et Kr=60. ∗ : le traitoblique indique l'orientation du pli dans une vue de dessus

AKr19AKr60

=fKr19fKr60

=sin(60)

sin(19)= 2, 6 avec Ap = 1 mm (2.8)

D'un point de vue géométrique, le rapport des eorts résultants de coupe s'apparenteau rapport de l'équation (2.8).

96


La gure 2.24 issue de la pré-étude hmin (voir le paragraphe 2.10), nous conrme laliaison de proportionnalité entre l'aire en contact et l'eort de coupe tangentiel Fcy pourun angle d'attaque constant à 19et une vitesse de coupe de 200 m/min.

Figure 2.24 Représentation de l'eort de coupe pour diérentes valeurs d'avances (onrappelle que dans notre cas Fz, l'avance, est équivalente à l'aire en contact)

Or il a été trouvé que le ratio de la résultante des eorts maximum de coupe estd'un niveau plus faible qu'attendu comme le montre les gures 2.25a et 2.25b ainsi quel'équation (2.9). A noter que F4c, Kr19, i est la résultante des eorts maximum appliquéssur la plaquette pour la géométrie Kr=19obtenue à la condition numéro i, et σ étant lavariance de l'ensemble des résultats d'eorts.

Figure 2.25 Résultante des eorts maximum pour Kr=19(a), Kr=60(b)

6∑i=1

F4c, Kr19, i

6∑i=1

F4c, Kr60, i

= 1, 4, σ = 0, 25

9∑i=7

F4c, Kr19, i

9∑i=7

F4c, Kr60, i

= 2, 25, σ = 0, 35. (2.9)

97


Les équations (2.9) montrent que les 3 dernières conditions présentent un résultat s'ap-prochant du ratio des sections copeaux. Cependant, il est dicile de tirer des conclusionssur ces trois dernières conditions qui ont été obtenues à des vitesses de coupe élevées (Vcentre 700 et 803,5 m/min). De plus il a été observé des brûlures sur la surface usinée pources conditions ainsi que des températures élevées, ces phénomènes entraînent un change-ment des propriétés mécaniques de la matrice qui complique la comparaison des eorts decoupe. C'est la raison pour laquelle nous excluons les 3 dernières conditions i = 7, 8 et 9de n'analyse suivante.

Concernant les premières conditions, i = 1 à 6, la valeur du ratio des eorts maximumrésultants de coupe est diérente de celle du ratio des sections copeaux. Cette diérencepeut s'expliquer par les sections copeaux qui ne sont pas identiques. Mais an de s'aranchirde cet eet, nous considérons dans la suite de la discussion les eorts spéciques de coupe,cette présentation des résultats permet de comparer les deux géométries.

Dans le but d'identier les composantes prédominantes qui pourraient expliquer l'équa-tion (2.9), nous projetons la résultante des eorts spéciques de coupe, notée (F4cu), enre-gistrée à l'épaisseur copeau maximum, en composantes dans le repère (R4c). Les gures 2.26et 2.27 représentent l'évolution des composantes F4cxu et F4cyu pour les deux géométries.Notons que F4czu peut être negligée dans (R4c).

Figure 2.26 Composantes F4cxu de l'eort spécique de coupe obtenues au copeaumaximum pour Kr=19(a) et Kr=60(b)

Figure 2.27 Composantes F4cyu de l'eort spécique de coupe obtenues au copeaumaximum pour Kr=19(c) et Kr=60(d)

98


Le ratio des eorts spéciques résultants est présenté dans l'équation 2.10, ce résultatnous indique que le chargement sur l'arête de l'outil à Kr=19est 47% plus faible que celuide la géométrie avec le Kr=60. Concernant les équations (2.11) et (2.12), une diérenceplus importante entre les ratios est observée pour la composante F4cyu. L'équation (2.11)montre une diminution des eorts F4cxu de 27% pour la géométrie Kr=19 tandis quecette diminution est de l'ordre de 57% pour le ratio des composantes F4cyu dans l'équation(2.12). Cela indique que la capacité de coupe est plus importante pour l'outil ayant un angled'attaque à 19comparativement au Kr=60. Le fait que l'usinage avec l'outil à Kr=19génère moins d'eorts spéciques sur l'arête est expliqué par la diérence de positionnementde l'arête par rapport aux bres en comparaison d'un usinage de type coupe orthogonale.

7∑i=1

F4cu, Kr19

7∑i=1

F4cu, Kr60

= 0, 53 σ = 0, 08 (2.10)

7∑i=1

F4cxu, Kr19

7∑i=1

F4cxu, Kr60

= 0, 73 σ = 0, 29 (2.11)

7∑i=1

F4cyu, Kr19

7∑i=1

F4cyu, Kr60

= 0, 43 σ = 0, 07 (2.12)

La gure 2.29 est une illustration du procédé de coupe orthogonale décrit par[Arola et Ramulu, 1997], [Zitoune et al., 2005] et[Wang et Zhang, 2003], elle est à mettreen comparaison avec la gure 2.28, qui représente le procédé de coupe en géométrie grandeavance. La comparaison des deux procédés est faite dans la condition θ = 90 qui estl'orientation des bres par rapport à l'arête (voir partie 1.2.4.2). Ainsi, l'étude de l'outilà Kr=60 se rapproche de la coupe orthogonale puisque dans cette dernière Kr=90. Ladiérence dans le mécanisme de rupture des bres est appuyée par des signaux d'eortde coupe diérents. Pour le cas de la géométrie grande avance, Kr=19, la longueur deexion des bres notée Lf (voir gure 2.28) est plus importante que la géométrie Kr=60,cela pourrait expliquer en partie la diérence observée dans les eorts de coupe. De plusl'inclinaison de l'arête de coupe pourrait endommager localement l'interface et amoindrir lacontrainte de cisaillement interfaciale. Ces deux hypothèses sont expliquées plus en détailsdans la suite de l'étude.

99


Figure 2.28 Schéma représentant l'angle d'inclinaison (λs) et l'angle Kr par rapport àl'orientation de bre 0

2.2.1.1 Hypothèse 1 : longueur de exion

La longueur sollicitée de la bre est un paramètre important sur l'estimation des eortsde coupe. Ainsi [Jahromi et Bahr, 2010] introduisent l'eort Ff nécessaire pour rompre enexion une bre lors de la formation du copeau. Cet eort est inversement proportionnelau carré de la longueur sollicitée L comme le montre l'équation (2.13) complétée par lagure 2.29.

Ff =2 · If · (−rf · Ef · (θ − π

2 − ψ0) +Rff · L)

L2 · rf(2.13)

avec If : le moment quadratique de exion d'une bre, rf : le rayon d'une bre, Ef : le

module d'Young d'une bre, Rff : la résistance à la exion d'une bre, θ l'angle des modesde coupe et ψ0 l'angle de coupe radial eectif de l'outil.

100


Figure 2.29 Schéma représentant la formation du copeau dans les composites breux

Une proposition d'amélioration de ce modèle consiste à prendre en compte l'angle d'at-taque qui est directement lié à L par la relation L = Ld + Lf , avec Ld la longueur dedélaminage représentée sur la gure 2.29 et Lf est la longueur de exion libre connue parla relation (2.14). Ainsi plus l'angle d'attaque est faible et plus l'eort de sectionnement ducopeau diminue. C'est ce qui explique une part de l'écart observé entre les eorts F4cy desgéométries Kr=19 et Kr=60. Une nouvelle relation faisant intervenir l'angle d'attaqueest introduit dans l'équation (2.15).

Lf =2 · rf

tan(Kr)(2.14)

Ff =2 · If · (−rf · Ef · (θ − π

2 − ψ0) +Rff · (2·rf

tan(Kr)+ Ld))

(2·rf

tan(Kr)+ Ld)2 · rf

(2.15)

La longueur de exion Lf a été mesurée pour 3 cas : pour un usinage avec un Kr=4,7,18et 31,3. Les photos prises sur un microscope électronique à balayage conrment l'in-uence de l'angle d'attaque sur la longueur de exion. Ainsi sur la gure 2.32 pourKr=4,7,Lf ≈ 60 µm ≈ 2·rf

tan(4,7) avec rf=2,5 µm. De même sur les gures 2.31 et 2.30 pour Kr=18,

Lf ≈ 15 µm ≈ 2·rftan(18) et pour Kr=31,3, Lf ≈ 8 µm ≈ 2·rf

tan(31,3) . Ces clichés orent unaperçu des longueurs de exion des bres en mesurant la longueur des bres résultantes del'usinage, ces bres se sont échies sous l'action de l'arête de coupe.

101


Figure 2.30 Clichés pris au microscope électronique à balayage de la matière sur lapartie dressée par la fraise d'angle d'attaque Kr=31,3, à gauche une vue à grossissementfaible, à droite les zones A et B orent des vues agrandies, A est l'intersection de la zonelibre et la zone dressée, B est dans la zone dressée

102


Figure 2.31 Clichés pris au microscope électronique à balayage de la matière sur lapartie dressée par la fraise d'angle d'attaque Kr=18, à gauche une vue à grossissementfaible, à droite les zones A et B orent des vues agrandies, A est l'intersection de la zonelibre et la zone dressée, B est dans la zone dressée

103


Figure 2.32 Clichés pris au microscope électronique à balayage de la matière sur lapartie dressée par la fraise d'angle d'attaque Kr=4,7, à gauche une vue à grossissementfaible, à droite les zones A et B orent des vues agrandies, A est l'intersection de la zonelibre et la zone dressée, B est dans la zone dressée

2.2.1.2 Hypothèse 2 : décohésion locale de l'interface

L'hypothèse de la décohésion locale de l'interface rejoint les conclusions de la partie 2.3.2et les observations des dommages en subsurface de [Ghidossi, 2003]. Ces résultats montrentque plus l'angle d'attaque augmente et plus les dommages subsurfaciques et l'écaillage de-viennent importants. Dans le cas de l'outil Kr=60 l'endommagement par décohésion del'interface est plus importante que pour la géométrie grande avance. La relation (2.16) de[Piggott, 1980] redémontrée en partie 1.1.4.2, montre que plus la contrainte interfaciale estendommagée, plus l'énergie de rupture des bres est élevée. En eet les bres, étant moinsmaintenues par la résine, travaillent en friction et en élasticité, c'est une des raisons pourlesquelles il est dicile d'observer l'extrémité des bres pour le cas de la gure 2.30, lesbres se rétractent du fait du retour élastique de ces dernières. De plus l'observation descopeaux générés pour des angles d'attaques diérents montre que plus cet angle augmenteet plus les copeaux se fractionnent. Ce fractionnement traduit une mauvaise formation ducopeau due aux diérents modes de coupe rencontrés par l'arête et aux endommagementssubsurfaciques qui sont liés à ces modes.

104


Uruptubrefibre =σf · π · d3

48Ef · τm(2.16)

L'observation des copeaux des 4 essais Kr=4,7, 11, 18 et 31,2, nous informe queles angles d'attaques faibles génèrent des copeaux enroulés tandis que les angles d'attaqueélevés génèrent des copeaux plus fragmentés proches de la poussière. (voir gures 2.33 et2.34).

(a) (b)

Figure 2.33 Photos des copeaux de la condition Kr=4,7(a), Kr=11(b) lors du pland'essai numéro 3, Vc=200 m/min, h=0,25 mm

(a) (b)

Figure 2.34 Photos des copeaux de la condition Kr=18(a), Kr=31,3(b) lors du pland'essai numéro 3, Vc=200 m/min, h=0,25 mm

2.2.2 Comparaison d'eorts obtenus avec un Kr=19et Kr=60sur unpli

La mise en évidence de l'inuence de l'orientation des plis sur les eorts de coupe a oc-cupé une place importante dans les travaux de [Jamal Y.Sheikh-Ahmad, 2009], [Arola, 1996],[Wang et al., 1995], [Zitoune et al., 2005] et [Ramulu, 1997]. Ces auteurs ont étudié chaquepli séparément en coupe orthogonale. Dans le cas du surfaçage avec des outils grandesavances, nous utiliserons une méthode similaire qui consiste à discrétiser l'inuence dechaque pli. Les conditions de l'essai sont décrites dans le plan d'expérience numéro 2 au

105


paragraphe 2.1.4.2 page 92. Le but de ces essais est de répondre à des questions sur l'orien-tation du pli générant le plus d'eort sur l'arête de coupe. Existe-t-il des conditions pourlesquelles ces eorts sont minimisés ? Y-a-t'il une inuence de l'angle d'attaque sur l'évo-lution des eorts ? Enn cette méthode ore la possibilité de modéliser les eorts de coupetotaux sur un tour de fraise en fonction d'un empilage donné.

2.2.2.1 Analyse des eorts de coupe selon l'angle ϕ

Une première étape consiste à analyser les eorts selon l'angle d'engagement de la fraisenoté ϕ. La gure 2.35 illustre les valeurs d'eorts spéciques selon chaque pli sur le planbalayé par l'arête. Pour construire cette représentation, les réponses d'eorts enregistréeschacune sur un seul pli ont été juxtaposées an de simuler un empilage de type [0, 45,90, 135]. An de s'aranchir de l'inuence de l'épaisseur copeau, une analyse du rapportdes eorts sur l'épaisseur copeau instantanée est pratiquée. C'est à dire que chaque pointde relevé d'eort est divisé par l'épaisseur instantanée correspondante.

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(a)

(b)

Figure 2.35 Courbes isolignes de l'eort résultant par unité d'air appliqué sur l'arête decoupe, vues dans le plan Ps (a. pour Kr = 19, b. pour Kr = 60) pour un empilage [0,45, 90, 135]

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Deux intérêts sont attribués à cette méthodologie :

La dénition des zones d'eort minimum :L'analyse des eorts sur chaque pli nous donne :

Analyse des eorts sur le pli Φ=0:la zone d'eort maximum est observée lorsque la fraise entre et sort de la matière,c'est à dire pour θ variant entre 45et 0. Cette plage correspond aux modes II et I(voir gure 1.22 de la page 52).

Analyse des eorts sur le pli Φ=45:un pic d'eort est observé pour θ=0, qui correspond à la phase d'usinage en oppo-sition. Les eorts minimum correspondent à l'usinage du mode IV.

Analyse des eorts sur le pli Φ=90:le maximum d'eort est localisé lors du passage de l'outil en mode II et I, dans cettezone l'usinage est en opposition. L'eort minimum quant à lui se situe entre θ=0etθ=135dans cette zone, le comportement de coupe est de mode IV.

Analyse des eorts sur le pli Φ=135:la zone où les eorts sont maximum est observée pour l'usinage en avalant des orien-tations θ variant entre 45et 0correspondant au mode I et II.

Il est possible de repérer les plis qui génèrent le moins d'eorts et ainsi d'identierles zones où les eorts sont minimisés, elles sont encadrées par un trait vert et noirpointillé. Elles correspondent respectivement aux plis à 45 et 90 en avalant pourl'angle d'attaque Kr = 19et les plis à 0et 45en opposition pour l'angle d'attaqueKr = 60. Cette observation nous conduit à conseiller une stratégie d'usinage pourminimiser les eorts appliqués sur l'arête. Le paragraphe 2.4.2 page 135 présentecette stratégie plus en détail en s'appuyant sur des essais de durée de vie d'outil.

La modélisation des eorts de coupe pour un empilement de couche quel-conque :Le fait de discrétiser les réponses d'eort pli par pli, permet de reconstruire la ré-ponse en eort total correspondant à un empilement quelconque. Dans le paragraphe1.2.4.3 page 56, il est indiqué que la somme des eorts de "m" plis est équivalenteà l'eort relevé pour un usinage d'une profondeur de passe égale à "m" plis. Dansnotre cas, l'eort total est reconstruit, suivant les équations (1.16) et (1.17), pour lesgéométries Kr = 19 et Kr = 60. Cet eort est représenté sur la gure 2.36. Aucopeau maximum, c'est à dire lorsque la fraise atteint l'angle d'engagement ϕ=180,les valeurs d'eorts pour les angles Kr = 19et Kr = 60sont respectivement, 375,5N/mm2 et 617,1 N/mm2. La géométrie Kr = 60génère donc une augmentation de61% d'eorts spéciques par rapport à l'utilisation d'une géométrie Kr = 19, ce quirejoint les observations faites dans le paragraphe 2.2.1.

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Figure 2.36 Graphique traçant l'évolution de la somme des eorts pour les géométriesKr = 19et Kr = 60

Comme observé dans la bibliographie, l'angle entre les bres et la vitesse de coupe àune inuence importante sur la valeur des eorts, ainsi il est clairement représenté sur lagure 2.35 que les signaux d'eorts sont déphasés entre chaque pli. An d'identier lesconditions générant le plus d'eorts et celles en générant le moins, nous proposons par lasuite une analyse des eorts selon l'angle θ qui est l'angle entre la direction des bres et ladirection du vecteur de vitesse périphérique.

2.2.2.2 Analyse des eorts de coupe selon l'angle θ

[Jamal Y.Sheikh-Ahmad, 2009] montre que l'angle θ à une inuence sur les réponsesd'eorts. Il observe lors d'un usinage orthogonal (angle d'attaque à 90), qu'un angle θde 90 induit une augmentation des eorts de coupe de 300% comparé à l'orientation θde 45. Comme l'angle θ est un paramètre inuençant grandement les eorts, il a étéchoisi de représenter l'évolution des eorts selon cet angle sur les gures 2.37 et 2.38.Cette représentation permet d'analyser les eorts sans prendre en compte l'orientation desplis dans la matière. An de comparer nos résultats à ceux de la bibliographie, l'analysedes eorts sera faite selon les deux composantes F4cy,u et F4cy,u, respectivement l'eortspécique radial qui apporte des indications sur le frottement de la plaquette en dépouilleet l'eort spécique de coupe qui informe sur la capacité de coupe de l'arête.

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(a)

(b)

Figure 2.37 Courbes isolignes de la composante F4cx,u en fonction de l'angle θ, vuesdans le plan Ps (a. pour Kr = 19et b. pour Kr = 60) pour un empilage [0, 45, 90, 135]

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(a)

(b)

Figure 2.38 Courbes isolignes de la composante F4cy,u en fonction de l'angle θ, vuesdans le plan Ps (a. pour Kr = 19b. pour Kr = 60) pour un empilage [0, 45, 90, 135]

111


Le modèle de représentation sinusoïdale proposé par [Ritou et Furet, 2011] est réécritdans les équations (2.18) et (2.17), ce modèle est clairement adapté dans notre cas, caril permet de décrire l'évolution des eorts dans chaque pli. Concernant la composanted'eort F4cx,u représentée en 2.37, peu de diérence ont été relevées sur l'évolution deseorts entre les deux géométries, nous nous attarderons donc sur la composante F4cy,u.Les valeurs discrétisées pli par pli de l'eort F4cy,u sont représentées en gure 2.38, cettegure indique de nombreuses disparités entre les deux géométries sur cette composante.An de simplier la lecture et d'identier l'orientation θ générant le maximum d'eort, unereprésentation de la somme des eorts F4cy,u(θ) est donnée en gure 2.39.

Figure 2.39 Graphique représentant l'évolution de la somme des eorts selon l'angleθ pour les géométries Kr = 19, Kr = 60 et Kr = 90, cette dernière est issue de labibliographie [Jamal Y.Sheikh-Ahmad, 2009]

Les relevés de déphasage entre les signaux d'eorts des deux géométries indiquent qu'ilexiste un déphasage entre les pic d'eorts sur la composante F4cy,u. Notons que les signauxen forme de créneau sur la gure 2.39 ne sont pas pris en compte dans le modèle, cessignaux résultent de l'instant où le copeau est minimum, nous écartons donc ces valeurs.Concernant le déphasage des points maximums d'eort, le graphique 2.40 présente un mo-dèle linéaire du déphasage en θ en fonction de l'angle d'attaque de l'outil. Plus l'angled'attaque est faible et plus le maximum d'eort translate de θ=120pour Kr=90à θ=32pour Kr=19. Ce résultat montre qu'en fonction de l'angle d'attaque conçut sur la pla-quette, la capacité de coupe de l'outil est non seulement augmentée pour les Kr faible(baisse des eorts spéciques sur la composante F4cy,u) mais aussi l'angle entre la vitessede coupe et l'orientation des bres inue sur le maximum d'eort.

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Figure 2.40 Modèle linéaire d'évolution du déphasage d'angle θ entre les points maxi-mum d'eorts sur la composante F4cy,u en fonction de l'angle d'attaque de l'outil, (le pointθ=120correspondant à l'angle d'attaque Kr=90qui est issu de la bibiligraphie.)

Dans le modèle d'eort noté en (2.17) et (2.18), les paramètres de déphasage ψt etψr sont adaptés en fonction de l'angle d'attaque. Suite aux conclusions précédentes surle déphasage des pics d'eorts nous proposons une amélioration possible à ce modèle. Lavaleur du déphasage peut s'exprimée de la façon suivante : ψt = 1, 2 ·Kr + 3, 7.

F4cx,u(θ) = Kr(θ) = Ar +Br · sin(2.θ) (2.17)

F4cy,u(θ) = Kt(θ) = At +Bt · sin(2.θ + 1, 2 ·Kr + 3, 7) (2.18)

Pour conclure, le fait de connaître ce déphasage a des répercussions importantes surle choix de la stratégie de coupe pour limiter les eorts de coupe. Dans le cas des anglesd'attaque faible, il est possible de trouver un minimum dans les eorts si la fraise s'engageà 50% de son diamètre en avalant. Alors que dans cette même condition des pics d'eortsapparaissent pour les angles d'attaques élevés. Cette stratégie est testée en paragraphe2.4.2.

2.2.3 Inuence de l'angle de coupe radial eectif

Une étude concernant l'angle de coupe radial eectif a été menée de façon à comprendrel'inuence de cet angle sur les eorts de coupe. Une plaquette prototype de type PDKXavec une géométrie d'arête ne a été développée (cette référence possède un plat de planagenon présent sur la PDKT en position grande avance et une géométrie d'arête de type ne).La gure 2.41 montre une vue du modèle 3D. Pour des raisons de coût, un angle de coupediérent selon les arêtes a été conçu. Ainsi 5 angles de coupe diérents sont répartis surles cinq arêtes de la plaquette.

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Figure 2.41 Capture écran du modèle 3D de la plaquette utilisée pour les essais decomparaison d'angle de coupe radial eectif

Figure 2.42 Comparaison des relevés d'eorts obtenus pour des angles de coupe γint = 5,γint = 10, γint = 15, γint = 20, γint = 25, ap = 1,04 mm, Vc = 100 m/min, Fz = 0,614mm/tr, Kr=19

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L'essai a consisté à relever les eorts de coupe sur chaque arête pour des conditions decoupe xes : Vc=100 m/min, Fz=0,614 mm/tr, Kr=19, ae=50%, ap=1,04 mm (équivalentà l'épaisseur de 4 plis). Les eorts sont analysés dans le repère R4c tient compte de lagéométrie de la plaquette (voir paragraphe 2.1.1.3). La gure 2.42 résume les résultatsobtenus lors de cette campagne.Lors de l'essai, les réponses d'eorts de 5 angles de coupes ont été observées, γint = 5,γint = 10, γint = 15, γint = 20, γint = 25. Deux principales conclusions sont tirées decet essai :

1) La gure 2.42 montre que l'eort F4cy minimum est obtenu pour l'angle de coupele plus élevé, γint = 25, ce résultat est en adéquation avec les résultats obtenuspar [Wang et Zhang, 2003]. Ces derniers expliquent cette diminution d'eort par unmeilleur glissement du copeau sur la face de coupe.

2) L'inuence de l'angle de coupe est clairement dénie dans le cas du fraisage, ilnous faudra donc le prendre en considération lors des comparaisons des eorts surdiérents angles d'attaque. (voir paragraphe 2.1.4 page 92)

2.2.4 Inuence du revêtement

Par l'intermédiaire du plan d'expérience numéro 1, trois revêtements diamants ont étéétudiés, un DLC, un CVD microcristallin et un CVD nanocristallin.

Les résultats sont présentés dans cette partie en termes d'eorts de coupe spéciquespris au copeau maximum. Les gures 2.43 et 2.44 récapitulent les eorts obtenus pour les3 revêtements sur toutes les conditions pour les deux géométries Kr = 19et Kr = 60.

Figure 2.43 Comparaison des relevés d'eorts F4resultant,max pour 3 revêtements (dia-mant micro-CVD, diamant nano-CVD, diamant DLC), pour la géométrie d'arête Kr = 19

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Figure 2.44 Comparaison des relevés d'eorts F4resultant,max pour 3 revêtements (dia-mant micro-CVD, diamant nano-CVD, diamant DLC), pour la géométrie d'arête Kr = 60

Comme vu précédemment les eorts spéciques sont supérieurs pour la géométrieKr =60. Sur les deux géométries, le revêtement DLC a observé une brusque montée des eortspour les conditions supérieures à Vc = 450 m/min. Cette évolution est due à la dégradationtrès rapide du revêtement DLC d'épaisseur ne (1 µm). Sur les six premières conditions,le revêtement CVD microcristallin a généré l'eort le plus élevé, ce qui s'explique par lerayon d'arête qui est plus important pour ce revêtement (Er = 25 µ m). Cependant, l'écartd'eort entre un revêtement épais et n se resserre pour l'angle d'attaque à 19. L'angled'attaque et le rayon d'arête semblent donc liés. Le plan d'essai numéro 3 a pour objectifde comprendre l'interaction entre l'angle d'attaque et le rayon d'arête.

2.2.5 Optimisation du Kr et du ER sur le pli à 45

Une optimisation de l'angle d'attaque et du rayon d'arête a été menée an de connaîtrel'optimum lors d'une évolution du Kr de 4,7à 31,2. Cet optimum est identié grâce auxrésultats en eort de coupe et en rugosité. Pour cela le plan d'essai numéro 3 a été construit,et par la même occasion l'inuence du ER est également analysée. Les résultats d'eortsprésentés sont relevés au copeau maximum, c'est à dire à ϕ = 90. Le plan d'essai a étéréalisé sur le pli φ = 0dans le but d'étudier l'inuence d'un seul pli sur les eorts.La gure 2.45 met en évidence la présence de deux optimum à Kr = 5et Kr = 30. Lemaximum est observé pour Kr = 18ce qui concorde avec les résultats de la partie 2.2.2pour lesquels le pli Φ = 0est le plus contraignant pour la géométrie Kr = 19.

116


Les gures 2.46 et 2.47 montrent les composantes de l'eorts de coupe en x et eny selon le repère déni précédemment en gure 2.2, page 75. La composante F4cy,u estminimum pour les rayons d'arête les plus ns (entre 10 µm et 20 µm) et pour Kr = 5.La capacité de coupe est en eet supérieure pour les rayons d'arête ns, ce qui explique lefaible eort de coupe dans cette région. La composante en F4cx,u suit les évolutions de larésultante, qui traduit un frottement en dépouille important. Enn l'évolution sinusoïdaledes eorts de coupe pour Kr variant de 4, 7 à Kr = 31, 2, est une donnée importantequant à l'amélioration du modèle d'évolution de l'eort spécique de coupe, ce modèle estprésenté en partie 2.2.2.

Figure 2.45 Résultat F4cr,u, sous forme de diagramme de contours, l'indice de conancedu modèle R2 = 0, 80

Figure 2.46 Résultat F4cx,u, sous forme de diagramme de contours, l'indice de conancedu modèle R2 = 0, 70

117


Figure 2.47 Résultat F4cy,u, sous forme de diagramme de contours, l'indice de conancedu modèle R2 = 0, 92

118

2.3. QUALITÉ DE COUPE

2.3 Qualité de coupe

2.3.1 Rugosité

Comme décrit dans la partie 2.1.1.5 de la page 83, la mesure de rugosité sur les compo-sites breux susicte de nombreux questionnements quant à sa pertinence. Lors de l'étudeun comparatif des qualités de coupe des surfaces usinées a été eectué. An de comparerces surfaces sans être gêné par nombreux paramètres comme, l'orientation des bres, lediamètre des bres, le nombre de bres par mèche et les conditions de coupes, un nouveaucritère comparatif est proposé. Le critère Ra étant très répandu dans l'industrie, ce critèrenormé est-il adaptable pour la mesure de rugosité sur un composite breux ? La suite dece paragraphe s'attache à décrire le processus de mesure du nouveau critère de rugosité.La démarche se scinde en deux étapes :

Dénition de la longueur de mesure :La première étape consiste à adapter la mesure de rugosité Ra suivant la descriptionde la partie 2.1.1.5. Toutes les mesures de Ra eectuées suivent donc cette recom-mandation. Le fait d'adapter la longueur de mesure en fonction des tailles de mèchespermet de prendre en compte le même nombre de zones intermèches entre deux me-sures de rugosité sur des orientations de bres diérentes.

Mise en place d'un Ra théorique :La deuxième étape consiste à comparer la mesure obtenue sur une orientation debre avec une rugosité théorique dénie par la gure 2.48 et 2.49. Ce Ra,theo inclutdes paramètres tels que le pourcentage de mèche et la diamètre des bres. Ainsi nousreproduisons une surface théorique composée de demi cercles juxtaposés et séparéspar une distance interbre correspondant au pourcentage de bre dans le composite.La matrice qui comble les espaces interbres n'est pas considérée dans ce critère caraprès observation de la surface du composite, les bres semblent s'enfoncer sous l'eetde l'outil de coupe puis revenir en position sous l'eet élastique de la matrice. An deprendre en compte la matrice dans le critère Ra,theo, l'eort de coupe doit être prisen compte pour connaître le retour élastique des bres, ce qui complexie le critère.La gure 2.50 montre l'eet de l'orientation de la mesure par rapport au sens desbres, pour des orientations inférieures à 90 le prol théorique est équivalent nonplus à des demi cercles juxtaposés mais des ellipses, d'où une diminution du Ra,theo.

Lors de la campagne d'essais numéro 1 nous avons comparé la rugosité Ra et le critèreRa

Ra,theosur l'ensemble des conditions. Une comparaison des revêtements en termes de rugo-

sité est donc proposée en premier lieu. De nombreux questionnements ont émergés de cettecampagne d'essais concernant l'impact du rayon d'arête sur la rugosité, c'est la raison pourlaquelle la campagne d'essais numéro 3 a été menée.

119


Figure 2.48 Ra,theo pour les plis à 45et 135

Figure 2.49 Ra,tho pour le pli à 90

120


Figure 2.50 Évolution du Ra,theo en fonction de l'orientation de la mesure par rapportaux bres

2.3.1.1 Inuence du revêtement sur la rugosité pour les conditions Kr = 60

Les gures 2.51 et 2.52 nous informent sur la diérence entre des mesures brutes derugosité Ra et des mesures divisées par un Ra,theo. Cette méthode permet d'obtenir unemeilleure comparaison entre deux mesures sur une même condition de coupe eectuées l'uneà 45par rapport aux bres et l'autre à 90. L'analyse de ces graphiques, nous informe que lerevêtement diamant microcristallin a généré globalement un meilleur état de surface. Pourles trois dernières conditions le revêtement DLC a obtenu une rugosité faible comparati-vement aux autres revêtements. Ceci est expliqué par la brûlure de la surface observée etmesurée par caméra infrarouge (voir partie 3.3). En eet la brûlure de la surface aecte di-rectement la rugosité comme le décrit dans leurs travaux les auteurs [Hocheng et al., 1993].Pour les conditions Vc = 200 m/min, h = 0,1 mm et Vc = 700 m/min, h = 0,1 mm, lesrésultats bruts de rugosité et les résultats du nouveau critère sont sensiblement diérents,ce qui pose la question de l'inuence de l'orientation des bres sur la lecture de la valeur derugosité. La dénition d'un nouveau critère de rugosité est indispensable pour une meilleurecomparaison de conditions de coupe, nous proposons un critère lié à la rugosité théorique,même si ce critère est discutable, il permet de prendre en compte les paramètres matièretels que le diamètre des bres et la fraction de bre. En revanche, il n'inclut pas les zonesinterplis ou la rugosité peut être élevée due aux arrachements de matrice potentiels.

121


Figure 2.51 Graphique présentant les résultats de rugosité Ra entre les diérents revê-tements pour plusieurs conditions de coupe. Le label gris donne l'orientation du pli

Figure 2.52 Graphique montrant le nouveau critère RaRa,theo

qui limite l'inuence del'orientation des bres lors de la lecture et la comparaison des rugosités

122


Deux hypothèses sont postulées quant à la faible rugosité obtenue pour le revêtementmicrocristallin qui a paradoxalement le rayon d'arête le plus élevé des trois revêtements etdonc la capacité de coupe la plus faible.

La première hypothèse se situe sur la micro-géométrie de l'arête observée au mi-croscope électronique à balayage sur les photos de la gure 2.53. Sur ces photos lerevêtement microcristallin présente des grains de l'ordre du micron qui nous laissentpenser que la nition de surface du composite est réalisée à l'aide de cette multitudede grains qui ont un eet "rape" sur la matière.

La seconde hypothèse se situe dans l'inuence du rayon d'arête sur la qualité desurface nale, ce aspect fera l'objet du paragraphe suivant.

(a) (b)

Figure 2.53 Photos MEB de l'arête de coupe du revêtement nanocristallin (a) micro-cristallin (b)

2.3.1.2 Inuence du rayon d'arête sur la rugosité

An d'identier l'inuence du rayon d'arête, noté ER, sur la rugosité de surface, la pland'essai numéro 3 (partie 2.1.4) a été déni avec une variation du ER entre 6 et 44 µm etun angle d'attaque entre 4,7et 31,2. Les mesures de rugosité ont été prises toujours sur lemême pli, le pli à 45par rapport à la direction d'avance de la fraise. Les résultats présentéssont donc dépourvus de toute inuence de l'orientation des plis. La gure 2.54 montre undiagramme de contour de la surface de réponse analysée, la conance du modèle est mesuréegrâce au R2 qui est dans notre cas de 0,64. Il nous a paru plus judicieux de présenter lesrésultats avec le critère Rz qui a présenté une meilleure conance. Ces résultats montrentque pour un ER important, supérieur à 35 µm et un Kr supérieur à 20, la rugosité Rzs'améliore. Rz représentant la moyenne sur 5 valeurs de la diérence de la valeur minimumet de la valeur maximum du prol. Ce critère nous informe sur les imperfections de surface.Un rayon d'arête supérieur à 30 µm tend à diminuer ces imperfections. De plus l'observationvisuelle des surfaces a fait apparaître des "peloches blanches" (gure 2.55) qui pourraienttraduire d'un changement d'état de la matrice. Ce changement d'état peut être dû à latempérature plus importante observée pour sur les conditions à fort rayon d'arête. Lapartie 3.3 informe sur les niveaux de température atteints.

123


Figure 2.54 Résulat Rz du plan d'expériences 3 présenté sous forme de diagramme decontour, R2=0,64

Figure 2.55 Photo MEB des "`peloches blanches"' observées en surface

2.3.2 Ecaillages

2.3.2.1 Inuence de l'orientation des plis sur l'écaillage

Les photos des plis usinés documentent les essais sur la gure 2.57, ainsi les défautsvisuels sur la matière peuvent être détectés comme par exemple des bres non coupées oude l'écaillage.

124


La classication avancée par [Colligan et Ramulu, 1991] fait état de trois types d'écaillageillustrés sur la gure 2.56 et décrits ci-dessous :

Type I : Les bres sont complètements coupées sur le bord du dressage mais despaquets de bres sont arrachés sur la surface non usinée.

Type II : Les bres ne sont par complètement sectionnées sur le bord du dressagelaissant apparaître des bres non coupées qui dépassent de la surface dressée.

Type I/II : Le type I et II sont présents par alternance.

Figure 2.56 Images extraites des travaux de [Colligan et Ramulu, 1991] sur la classi-cation des types d'écaillages

Figure 2.57 Photos de la surface usinée pour l'outil Penta high feed (Kr = 19), ap =0,26mm, Vc = 100 m/min, Fz = 0,307 mm/tr, h = 0,1 mm

125


Figure 2.58 Photos de la surface usinée pour l'outil Kr = 60, ap = 0,26mm, Vc = 100m/min, Fz = 0,115 mm/tr, h = 0,1 mm

L'analyse des zones écaillées nous donne :

Analyse de l'écaillage sur le pli Φ=0:Pour l'angleKr = 19: une zone d'écaillage de type I est très clairement observée

pour θ=135.Pour l'angle Kr = 60 : l'écaillage de type I/II apparaît pour θ allant de 90 à

45.

Analyse de l'écaillage sur le pli Φ=45:Pour l'angle Kr = 19: les eorts minimum correspondent à l'usinage en mode

IV qui est associé à l'apparition d'écaillage de type I comme observé précédemmentsur le pli θ=0.

Pour l'angle Kr = 60: l'écaillage de type I/II est visible en entrée et en sortied'outil, il correspond à la conguration de coupe où θ=45.

Analyse de l'écaillage sur le pli Φ=90:Pour l'angle Kr = 19: comme pour le pli Φ=0, une zone d'écaillage de type I

est très clairement observée pour θ=135.Pour l'angle Kr = 60 : l'écaillage de type I/II est plus marqué en entrée et

correspond à θ=45.

126


Analyse de l'écaillage sur le pli Φ=135:Pour l'angle Kr = 19: aucun écaillage n'a été détecté pour cette conguration,

les zones sensibles à l'écaillage étant situées en entrée et sortie outil, l'épaisseur copeauà ces endroits reste trop faible pour générer de l'écaillage.

Pour l'angle Kr = 60 : une écaillage important composé de plis non coupés(type I/II) est visible au copeau maximum qui correspond à θ=45.

Comme on peut le voir les deux congurations réagissent diéremment face à l'écaillage.Les pics d'eorts sont quasiment confondus avec l'apparition de l'écaillage pour l'angle d'at-taque de 60, tandis qu'ils sont dissociés pour l'angle d'attaque de 19. De plus, les orienta-tions θ pour lesquelles l'écaillage apparait est également diérent, dans le cas du Kr = 60,l'écaillage apparait majoritairement pour θ=45alors que pour Kr = 19l'écaillage appa-rait pour θ=135. La géométrie grande avance permet d'éviter les écaillages de type I/IImais ne permet pas d'éviter ceux de type I car l'orientation θ=135n'est pas propice à lacoupe. Cependant seuls les plis supérieurs sont aectés comme le montre la partie 2.3.3pour laquelle aucun délaminage n'est survenu pour cette géométrie.

2.3.2.2 Inuence des conditions de coupe sur l'écaillage

Le tableau 2.12 montre les photos des surfaces usinées pour la vitesse de coupe centraleVc = 450 m/min. Les deux géométries présentent des écaillages en surface. L'écaillage restecependant dicile à comparer puisqu'il dépend de l'orientation du pli. Notons qu'aucunécaillage dépasse les limites dénies par l'industriel (0,2 mm×10 mm). Cependant la lon-gueur d'écaillage Le est sensiblement en corrélation avec l'avance à la dent. De ce fait, nousavons procédé à une optimisation des conditions de coupe an de générer l'écaillage le plusfaible possible à l'aide d'une caméra à acquisition d'images rapides, ces images ne sont pasprésentées dans cette étude, cependant, une épaisseur copeau de h=0,1 mm a été déniecomme une limite à ne pas dépasser sous peine de génération des écaillages.Dans le cas de la géométrie à 19, les bres supérieures qui ne sont pas retenues travaillenten ambage. Les écaillages observés avec la géométrie Kr=60 sont expliqués par l'aai-blissement rapide de l'acuité d'arête qui laisse place à des plis non coupés francs qui sontobservables sur la condition Vc = 450 m/min, h = 0, 34 mm. Notons également que, lorsd'un surfaçage, l'apparition des écaillages se fait sur une surface éphémère puisqu'elle serausinée lors d'un surfaçage total de la pièce. Cependant dans certain cas, on procède à unsurfaçage dressage qui laisse un épaulement. L'écaillage est donc plus sensible dans cettezone.

127


Table 2.12 Observation des écaillages et des plis non coupées franc pour la conditioncentrale Vc = 450 m/min pour les géométries Kr=19et Kr=60, Le longueur d'écaillage(mm)

ao = 0, 06 mm ao = 0, 2 mm ao = 0, 34 mm

Kr =19

Le = 0 mm Le = 2, 3 mm Le = 0 mm

Kr =60

Le = 0 mm Le = 4, 4 mm Le = 3, 5 mm

2.3.3 Observation des délaminages

2.3.3.1 Inuence de l'angle d'attaque sur le délaminage

Concernant l'observation des délaminages, une première approche consiste à inspectervisuellement le composite dans la zone d'entrée de l'outil et à mesurer la longueur dedélaminage notée Ld, les images sont présentées dans le tableau 2.13. Notons qu'aucundélaminage n'a été répertorié pour la géométrie Kr=19, ce qui n'est pas le cas pour lagéométrie Kr=60.

128


Table 2.13 Observation des délaminages en entrée matière pour la condition centraleVc = 450 m/min pour les géométries Kr=19et Kr=60, Ld longueur de délaminage (mm)

h = 0, 06 mm h = 0, 2 mm h = 0, 34 mm

Kr =19

Ld = 0 mm Ld = 0 mm Ld = 0 mm

Kr =60

Ld = 0 mm Ld = 1, 9 mm Ld = 1 mm

Une autre méthode de détection des délaminages in situ est également utilisée, il s'agitd'une méthode par analyse de signaux vibratoires décrite dans la partie 2.1.1.7. Les résul-tats de cette méthode présentés sur la gure 2.59 conrment ceux obtenus par inspectionvisuelle, pour toutes les valeurs d'accélération RMS plus grande que 100 m/s2 un déla-minage apparaît. Même si aucune inspection complémentaire n'est prévue pour détecterun délaminage (C-Scan par exemple), on admet qu'en couplant les deux méthodes citéesprécédemment aucun délaminage n'est apparu pendant l'usinage pour les conditions quin'ont pas dépassé 100 m/s2.

129


Figure 2.59 Observation des délaminages par analyse des signaux vibratoires pour lagéométrie Kr = 60

Figure 2.60 Composante Fcz de l'eort résultant de coupe pour la géométrie Kr=19(a)et Kr=60(b)

Les auteurs [Piquet et al., 2000] et [Lachaud et al., 2001] montrent que le délaminagepeut être directement lié à une augmentation de l'eort d'avance en perçage. Dans notre cascet eort d'avance s'apparente à la composante Fcz du repère Rc. La gure 2.60 compareles résultats obtenus sur cette composante pour les deux géométries. Il en résulte que lagéométrie Kr=19génère plus d'eorts d'avance que la géométrie Kr=60. Cependant au-cun délaminage n'a été observé pour la géométrie grande avance. Ce phénomène s'expliquepar l'orientation de la composante Fcz qui est dirigée vers le composite, c'est la raison pourlaquelle cette composante tend à réduire et à limiter la propagation du délaminage des plis.

130


2.3.3.2 Inuence du rayon d'arête sur le délaminage

L'usure en abrasion représentée par le rayon d'arête a également été mesurée et analy-sée en parallèle de l'analyse des délaminages. Il apparaît sur la gure 2.61 une valeur limitede rayon d'arête au delà de laquelle un délaminage se créer pour la géométrie d'angle d'at-taque à 60, cette limite est évaluée à ER = 25 µm. Ce phénomène est expliqué par l'énergied'impact de l'outil sur le composite que génère le délaminage, plus le rayon d'arête aug-mente, plus l'énergie d'impact est élevée. Concernant la géométrie à 19aucun délaminagen'a été observé aucune limite n'est donc traçable, la géométrie accepte donc de plus fortrayon d'arête comparativement à la géométrie Kr=60dans les mêmes conditions. Cettedernière observation est importante pour l'utilisation de revêtements épais qui augmententle rayon d'arête mais qui diminuent le taux d'usure en abrasion.

Figure 2.61 Graphique présentant les corrélations entre les rayons d'arête et l'apparitiondu délaminage

131

2.4. USURE

2.4 Usure

2.4.1 Inuence de l'angle d'attaque sur l'usure

Le principal mode d'usure du revêtement DLC est l'écaillage, et du fait de la faibleépaisseur du revêtement, le substrat n'est plus protégé très rapidement lors de l'opérationde coupe, laissant place à une usure en dépouille ainsi qu'une usure en abrasion. Le rayond'arête a par ailleurs été mesuré avant et après chaque condition, ce qui permet d'avoir untaux d'abrasion de l'arête. Les photos des usures sont présentées dans les tableaux 2.14 et2.15. Les valeurs du rayon d'arête initial convergent sensiblement vers la valeur 10± 2 µmen moyenne, c'est la valeur initial que nous prendrons pour toutes les conditions. La gure2.62 présente la diérence ERinitial−ERuse. L'outilKr=60a obtenu une usure en abrasionplus importante que l'outil à Kr=19pour de nombreuses conditions.

Figure 2.62 Diérence entre ER à 0 mètre de coupe et ER usé pour la géométrieKr=19(a) et Kr=60(b)

Les tableaux 2.14 et 2.15 montrent les photos d'usure des deux géométries. Une réellediérence de répartition d'usure est observée pour la géométrie Kr=19 du fait qu'elledétient une plus grande longueur de contact de l'arête sur le matériau. Diérents degrésd'abrasivité ont en eet été visualisés sur l'arête pour les conditions Vc = 700 m/min,h = 0, 1 mm and Vc = 803, 5 m/min, h = 0, 2 mm dans le tableau 2.14. Cette observa-tion a également été relatée par [Jamal Y.Sheikh-Ahmad, 2009] et [Iliescu, 2008] en coupeorthogonale.

132

2.4. USURE

Table 2.14 Observation de l'usure pour Kr=19, l'usure en dépouille, Vb et le rayond'arête (ER). (h (mm), Vc (m/min).)

Vc

h0,0

60,1

0,2

0,3

0,3

4

96,5

Vb

=0,040mm,

Er

=14µm

200

Vb

=0,040mm,

Er

=11µm

Vb

=0,040mm,

Er

=8µm

450

Vb

=0,120mm,

Er

=8µm

Vb

=0,072mm,

Er

=17µm

Vb

=0,136mm,

Er

=10µm

700

Vb

=0,340mm,

Er

=14µm

Vb

=0,216mm,

Er

=35µm

803,5

Vb

=0,700mm,

Er

=27µm

133

2.4. USURE

Table 2.15 Observation de l'usure pour Kr=60, l'usure en dépouille, Vb et le rayond'arête (ER). (h (mm), Vc (m/min).)

Vc

h0,0

60,1

0,2

0,3

0,3

4

96,.

5Vb

=0,032mm,

Er

=21µm

200

Vb

=0,064mm,

Er

=11µm

Vb

=0,056mm,

Er

=12µm

450

Vb

=0,132mm,

Er

=13µm

Vb

=0,280mm,

Er

=45µm

Vb

=0,204mm,

Er

=44µm

700

Vb

=0,256mm,

Er

=34µm

Vb

=0,216mm,

Er

=64µm

803,5

Vb

=0,352mm,

Er

=29µm

134

2.4. USURE

Figure 2.63 Photo montrant l'abrasivité de chaque pli sur l'arête de coupe

2.4.2 Inuence de la stratégie d'usinage sur l'usure

La partie 2.2.2 conclue sur l'importance d'adapter une stratégie d'usinage pour diminuersensiblement les eorts de coupe. Dans cette partie, deux diérentes stratégies d'usinageson testées et comparées en termes d'usure d'outil. La gure 2.63 représente l'usure endépouille d'une plaquette de type PDKT...FR-11, cette photo est issu d'un test volontai-rement eectué dans des conditions extrêmes pour identier l'abrasion de chaque couche.Les résultats en termes d'usure sont présents sur la gure 2.64, ces essais ont été réalisésà Vc=100 m/min, Fz=0,307 mm/tr et = Kr=19sur un diamètre d'outil 62,5 mm, deuxstratégies ont été adoptées :

Stratégie 1 : la première consiste à usiner avec une profondeur de passe équivalenteà deux plis, qui sont Φ =135et 90, avec un engagement radial de 50% du diamètreet un usinage en avalant.

Stratégie 2 : la deuxième est similaire, seul l'orientation des plis change Φ =45et0.

D'après la partie 2.2.2, la conguration Φ =45 et 0 est la plus contraignante auniveau des eorts de coupe et la conguration Φ =135et 90est la moins contraignante.Les résultats pour la nuance N (6% de cobalt) montrent des durées de vie très faible. Avecun critère d'arrêt situé à 0,1 mm en Vb, cette nuance atteint moins d'une minute d'usinageen stratégie 2 et deux minutes en stratégie 1. Tandis que le même substrat revêtu d'undiamant microcristallin voit sa durée de vie augmentée, la stratégie 1 atteint 13 minutesd'usinage tandis que la stratégie 2 atteint 7 min 30. 13 minutes d'usinage représente unesurface couverte de 0,05 m2 par plaquette. Ces résultats conrment qu'une stratégie decoupe doit être adoptée pour usiner les composites stratiés. Le plan de drapage de lapièce peut servir au programmeur an de localiser l'orientation de plis la plus abrasive etde faire en sorte de les éviter. La gure 2.65 illustre un schéma des conditions à éviter etcelles à préconiser lorsque deux couches successives à Φ =45et à Φ =90sont sur le pointd'être usinés.

135

2.4. USURE

Figure 2.64 Courbes de durée de vie d'outil pour deux stratégies diérentes et deuxnuances diérentes, une nuance N carbure 6%co non revêtue et une nuance N carbure6%co revêtue d'un diamant microcristallin d'épaisseur 16 µm, les conditons de coupe sontVc=100 m/min, Fz=0,307 mm/tr et Kr=19sur un diamètre outil de 62,5 mm

Figure 2.65 Schéma récapitulant les conditions à éviter et les conditions à préconiser

136

2.4. USURE

2.4.3 Inuence du substrat sur l'usure d'un outil revêtu diamant micro-cristallin

Les tests d'usure sur le revêtement diamant microcristallin ont été l'occasion de testerun substrat d'accroche de type gradient de cobalt développé au sein du groupe SANDVIK.Les brevets technologiques associés à cette innovation sont disponibles dans la liste desréférences [Ederyd, 1994] et [Fisher, 1987]. Les résultats d'usure présentés en gure 2.66montrent un manque d'accroche du revêtement diamant sur le substrat à gradient decobalt. Cependant cette solution n'est pas à écarter puisque qu'un travail sur l'accrochedu revêtement est l'enjeu de l'amélioration des durées de vie. La solution avec la nuancestandard de Safety N avec 6% de cobalt à atteint 19 minutes d'usinage. Le critère d'arrêtétait l'apparition d'un écaillage du revêtement susceptible d'amoindrir les qualités de coupede l'outil. Sur l'ensemble de l'essai le principal mode d'usure du revêtement microcristallinest l'abrasion puis lorsque l'épaisseur devient faible les premiers écaillages apparaissentdans les parties sensibles de l'arête comme le rayon de raccord. Les photos présentes dansle tableau 2.16 informent sur l'usure type observée sur les deux nuances.

Figure 2.66 Graphique d'usure en dépouille Vb de 2 nuances, une nuance à gradient decobalt + revêtement microcristallin ép :16 µm et un nuance N 6%Co + revêtement micro-cristallin ép :16, les conditions de coupe sont Vc=100 m/min, Fz=0,2 mm/tr et Kr=19sur un diamètre d'outil de 62,5 mm. Les essais sont répétés sur 3 plaquettes, la courbereprésente la moyenne des valeurs d'usure Vb

137

2.5. CONCLUSIONS

Table 2.16 Photos des usures prises à 20 minutes pour le substrat N (6%Co) + microCVDet à 3 minutes pour le substrat 478 + microCVD

Vc=100 m/min,Fz=0,2 mm/tr,Kr=19

Substrat N (6%Co) + revêtementMicroCVD à 20 min de temps d'usi-nage

Substrat 478 +revêtement Mi-croCVD à 3 min de temps d'usinage

Face de coupe

Usure en dépouille

2.5 Conclusions

L'usinabilité d'un composite à renfort breux en bre de carbone a été étudiée danscette partie. Le caractère complexe de l'usinage des composites impose un nouveau regardquant à la qualication d'un usinage. En eet, la méthode du Couple Outil-Matière utiliséedans les métaux devient vite obsolète pour évaluer les performances de l'outil. De nombreuxparamètres doivent être pris en compte pour dénir l'usinabilité, comme le délaminage,l'écaillage, la rugosité, la température et les eorts. Cet ensemble de paramètres a étéidentié comme représentant au mieux l'usinage de ces matériaux.

Par l'intermédiaire de cette étude d'usinabilité, plusieurs géométries d'arêtes, angles etrayons d'arête, ainsi que des revêtements diamant ont été testés. Une première comparaisonentre une angle d'attaque à 19 et 60 a démontré que la géométrie à 19 génère moinsd'eorts spécique sur l'arête et aucun délaminage pour les conditions de coupe balayées(Vc = 96,5 m/min à Vc = 803,4 m/min). Par la suite, il a été prouvé qu'un angle d'attaqueinférieur à 30limite des phénomènes comme le délaminage et les eorts de coupe. En eet,une optimisation entre 5et 30a fait ressortir deux optimums qui sont un angle à 5et30avec un rayon d'arête à 30 µm.

Le fait que le rayon d'arête ait été pris en considération dans l'étude découle des résultatsd'eorts (partie 2.2.4) et de rugosités (partie 2.3.1.1) lors de la comparaison des revêtementsdiamant. Ces résultats montrent que l'écart d'eort entre un revêtement épais et n seresserre pour l'angle d'attaque à 19. L'angle d'attaque et le rayon d'arête semblent doncliés, ce qui a été prouvé dans les résultats du plan d'essai numéro 3. L'optimum en rayond'arête obtenu pour l'angle d'attaque à 5et 30est de 30 µm. Ce résultat va à l'encontredes principales préconisations des fabricants d'outils coupants, qui conseillent l'utilisationd'une arête de coupe vive. Cette préconisation n'est en rien remise en question puisqu'elle

138

2.5. CONCLUSIONS

reste vraie pour les angles d'attaque supérieurs à 30 et pour les matériaux de coupecapables de garder une acuité élevée longtemps comme le diamant polycristallin.

L'angle de coupe a été identié dans la bibliographie comme étant très inuant. Unbalayage d'angle entre 5et 25a été eectué, il en ressort que l'angle générant le moinsd'eort doit être supérieur à 20, ce qui rejoint les résultats de la bibliographie. Par ailleurs,l'étude des eorts de coupe sur un pli a été une source d'informations importante quantà l'élaboration d'une stratégie d'usinage pour les opérations visant des stratiés. En eetune préconisation est faite sur un usinage en avalant et seulement sur 2 plis qui sont le plià 45et 90par rapport à la direction d'avance. Il est alors possible d'adapter la stratégied'usinage en paramétrant la direction de rentrée en matière de la fraise. L'utilisation decette stratégie a été testée lors d'essais d'usure. Elle a été démontré un gain de 30% enusure avec l'emploi d'un revêtement microcristallin. Enn, en termes de durée de vie, deuxsubstrats ont été testés, le substrat à gradient de cobalt a mal résisté à l'usure, l'écaillage durevêtement est apparu très tôt dans le processus de coupe, tandis que le substrat à 6% decobalt a présenté de bons résultats. L'accroche du revêtement est un facteur très importantpour garder une durée de vie acceptable, ce point fait partie d'une perspective à développer.

D'un point de vue qualité matière, la mesure de rugosité normée pour les surfaces mé-talliques n'est pas adaptée aux surfaces de composites, une discussion sur ce sujet a étédéveloppée dans cette partie. Deux aspects sont proposés, le premier est de prendre encompte les paramètres de la matière (nombre de laments, fraction de bres, orientationdes bres) pour la longueur de la mesure de rugosité. Cette nouvelle méthode a pour grandintérêt d'examiner plus dèlement le prol de surface an d'obtenir des mesures statistique-ment ables. En eet, selon le type de matière mesuré, des prols périodiques apparaissentqui sont liés aux dimensions des mèches. An de comparer deux mesures de rugosités surcomposites, nous conseillons donc une longueur d'évaluation qui doit comportée autant demèches dans les deux cas.

Le nouveau critère est lié à la valeur de la mesure en elle-même, le rapport de la rugositémesurée sur la rugosité théorique est proposé an de comparer deux mesures eectuées surdeux orientations de bres diérentes.

Enn l'écaillage engendré par les diérentes géométries d'outil est analysé de façondiscrétisé, c'est à dire sur chaque pli séparément. Il a été observé que l'eort de coupe n'estpas lié directement à l'apparition de délaminage, cette liaison est vraie pour des orientationsd'angle d'attaque à 60mais n'est pas le cas pour l'orientation 19. Dans ce dernier casl'écaillage est généré par ambement tandis que le refus de coupe semble prédominer pourla géométrie 60. An de limiter l'apparition d'écaillage, nous proposons d'adapter lesconditions de coupe en raisonnant par épaisseur copeau, au-delà d'une épaisseur copeau de0,1 mm, l'usinage est susceptible de générer de l'écaillage.

Un aspect de qualité de la matière n'a pas été traité dans cette partie, il s'agit del'endommagement thermique de la résine, ce défaut sera abordé dans la partie suivante.An de comparer diérents angles d'attaque d'un point de vue thermique, une méthode dequantication du ux thermique est proposée par la suite. L'impact des géométries d'arêtessur ces défauts sera donc passée en revue.

139

3 Inuence de la géométrie de l'outil surles phénomènes thermiques à l'interfaceoutil-matière

Les phénomènes thermomécaniques inhérents à l'usinage ont fait l'objet de nombreuxtravaux de recherche. En eet, la maîtrise de ces phénomènes complexes tend d'une part àprédire l'évolution de l'usure de l'outil de coupe, qui est intimement liée aux chargementsthermiques couplés aux contraintes mécaniques dans l'outil et dans le copeau. Et d'autrepart, le bilan thermique de la zone de formation du copeau, donne des indications impor-tantes sur la part d'énergie thermique cédée dans chaque corps. La maîtrise de ces partsd'énergie garantie la qualité du matériau composite après usinage, c'est dans cette optiqueque les travaux sont présentés dans cette partie.

Deux sources de chaleurs sont généralement répertoriées dans le processus de coupe,l'une est générée par le phénomène de cisaillement, et l'autre par le frottement aux interfacesmatière/outil. L'ensemble de ces sources diuse la chaleur dans un système de trois corpscomposés de l'outil, de la matière et du copeau. Comme le montre la gure 3.1, dansun usinage métallique une part du ux thermique est partagée entre l'outil et la matièreen zone de dépouille, une autre part est échangée entre le copeau et l'outil sur la face decoupe et une autre part est partagée entre la matière et le copeau à l'endroit du cisaillementprimaire.

140

Figure 3.1 Représentation des échanges de ux entre le copeau, l'outil et la matièreavec Φo−m le ux transmis de l'outil vers la matière, Φm−o le ux transmis de la matièrevers l'outil, Φo−c le ux transmis de l'outil vers le copeau, Φc−o le ux transmis du copeauvers l'outil, Φc−m le ux transmis du copeau vers la matière et Φm−c le ux transmis dela matière vers le copeau.

Dans le cadre de l'usinage des matériaux composites, le plus souvent le copeau formé setransforme en poussières, ce qui laisse penser que le copeau garde sa rigidité en se fraction-nant, peu de déformations plastiques interviennent donc dans la zone de cisaillement. Parsimplication nous considérerons dans la suite uniquement les zones A et C de la gure3.1. La part de chaleur générée par déformations plastiques est donc considérée commenégligeable.

Une première partie constitue l'étude bibliographie, elle est axée sur les conséquencesd'un chargement thermique sur des matériaux composites en plastiques renforcés. Face à lasensibilité de ces matériaux à la température, une surveillance des échanges thermiques estdonc recommandée, les moyens de mesure des phénomènes thermiques en usinage serontdonc passés en revue. Cette surveillance est simple à mettre en place dans le cas d'une étudescientique, elle est plus délicate pour un industriel. La communauté scientique développedonc des modèles an de prédire le comportement thermique de l'outil, l'objectif étant dene pas dépasser la température de transition vitreuse, ce qui endommage le matériau. Dansl'ensemble, ces modèles sont appliqués dans le cas de l'usinage métallique et peuvent êtreanalytiques ou hybrides en faisant intervenir à la fois un calcul numérique et des mesuresin situ. Ces derniers seront passés en revue dans le but de les adapter à l'usinage descomposites. Enn, une identication du ux thermique transmis à l'outil et à la matièresera proposée dans la suite de cette étude, les résultats seront exploités pour la conceptiond'un outil à faible impact thermique sur la matière.

141

3.1. ETAT DE L'ART SUR LES PHÉNOMÈNES THERMIQUES EN USINAGE

3.1 Etat de l'art sur les phénomènes thermiques en usinage

3.1.1 Dégradation thermique du composite

L'usinage de type grande vitesse sur des matériaux composites bre de carbone/résineépoxy est des plus en plus répandu du fait des avantages qu'il apporte sur l'absence dedéfauts d'usinage, tels que les bres non coupées ou l'écaillage.Cependant, selon ([Jamal Y.Sheikh-Ahmad, 2009]) une grande précaution doit être prisepour ne pas dépasser la température maximum d'utilisation de la résine. En eet, l'abra-sivité des bres de carbone et la faible conduction thermique des matériaux composites(λepoxy=0,7 W/m.K, λfibreHM=70 W/m.K, ce qui implique λC/ep60%defibres=42 W/m.Kselon la loi des mélanges) impliquent un échauement de la zone de coupe, qui peut êtredommageable pour la résine et l'outil.

A titre de comparaison dans l'usinage d'un matériau métallique, l'énergie créée parl'usinage se disperse dans l'outil à hauteur de 18%, 75% dans les copeaux métalliqueset 7% dans la pièce usinée. Concernant les composites, 50% de l'énergie de coupe estabsorbée par l'outil, 25% par la poussière d'usinage et 25% par la pièce ([Furet, 2009]).Le refroidissement de l'outil par jet d'air ou lubrication entraine d'autres problématiquesliées à la dispersion des poussières ou l'humidication du composite. L'usinage est doncréalisé à sec, et l'échauement de l'outil pendant une opération de surfaçage conduit lesindustriels à stopper l'opération d'usinage sous peine d'endommager la résine. Diérentsparamètres rentrent en ligne de compte lorsque l'on s'intéresse aux dégradations thermiquesdu composite, [Guegan et al., 1992] indique que la géométrie de l'outil, les conditions decoupe, l'orientation des bres et la stratégie de coupe sont quatre paramètres essentielsdans l'étude thermique de l'usinage. La suite de l'état de l'art sera construite autour deces quatre points, une revue des modèles analytiques et semi-analytiques est égalementprésentée.

3.1.1.1 Paramètres des matériaux de coupe et des géométries d'outil

Concernant les paramètres des matériaux, les tableaux 3.1 et 3.2 résument les proprié-tés thermiques des diérents matériaux utilisés dans l'étude. La faible conductivité desbres de carbone augmente le gradient de température dans la matière. Par conséquent, latempérature est condensée au voisinage de la zone de coupe. An de diminuer les défauts debrûlure du composite, il est possible de choisir des matériaux de coupe les plus conducteursde chaleur comme le PCD ou le revêtement CVD.

142


Table 3.1 Propriétés thermiques de diérents matériaux utilisés dans l'étude, sources :[Taler et Piotr, 2006], [Jamal Y.Sheikh-Ahmad, 2009]

Matériaux Conductivitéthermique(W/m C)

Chaleur spéci-que massique(J/Kg C)

Températuremaximum d'uti-lisation.(C)

résine époxyde 0,17-0,20 1,05 150C (critère

industriel)

bre de carbone 70 700-900 375C

W-Co(6%) 80 225 900-950

PCD 543 700

PCBN 110-200 1100-1300

CVD diamond 500-2200 600-700

Table 3.2 Conductivité thermique du substrat N, constitué de 6% de cobalt, en fonctionde la température (Source SANDVIK)

Substrat Température (C) Conductivité thermique (W/mC)

N(6%Co)

25 92,89

100 95,03

200 91,42

300 86,04

400 80,72

500 75,99

600 72,05

700 68,82

800 66,33

900 64,44

1000 63,08

1100 62,2

1200 61,74

Concernant les aspects géométriques, [Guegan et al., 1992] préconisent des outils auxdentures larges plutôt que des outils diamantés et des dentures nes. En eet la multi-tude d'arêtes de coupe diminue considérablement le temps de refroidissement entre chaqueprocessus de coupe aecté à une dent. Dans son étude [Bonnet, 2010] a identié une géo-métrie à basse production de chaleur, il conseille un angle de coupe important et une fortevariation de l'angle d'inclinaison d'arête (arête complexe) en perçage.

143


3.1.1.2 Les conditions de coupe

Les conditions de coupe inuencent grandement la production de chaleur. En eet lapart de chaleur due à la friction est directement liée à la vitesse de coupe. Les étudesen tournage de [Sreejith et al., 2000] et en perçage de [Weinert et Kempmann, 2004] dé-montrent ce phénomène. Concernant l'avance de l'outil et la profondeur de passe, uneaugmentation de ces paramètres élève la part de chaleur due à l'énergie de coupe. Unelimite basse est xée par [Guegan et al., 1992] qui préconise des avances supérieures à 0,01mm/tr an de ne pas endommager thermiquement la matière. Une des conséquences del'élévation de température dans le processus est visible sur la surface usinée, les auteurs de[Hocheng et al., 1993] montrent que la rugosité de surface liée aux conditions de coupe età la géométrie de l'outil, s'abaisse si la température d'usinage augmente.

3.1.1.3 La stratégie de coupe

Les stratégies de coupe tentent de diminuer l'échauement de l'outil et de la matièreà l'aide d'améliorations simples liées à l'adaptation d'une stratégie de programmation. Lesens de rotation de l'outil fait l'objet d'un premier paramètre variable, [Guegan et al., 1992]préconise un usinage en opposition pour diminuer les défauts thermiques alors que[Ghidossi, 2003] choisit l'usinage en avalant dans son étude de contournage d'éprouvette.L'étude bibliographique fait part d'un manque de concordance sur ce point.La lubrication fait également partie d'une stratégie de coupe, sur ce point, l'émulsionou la micro-lubrication sont utilisées par les industriels et sont ecaces pour éviter leséchauements de la zone de coupe. Cependant les eets d'imprégnation du lubriant dansles composites sont méconnus et de nombreux industriels travaillent sans lubrication pourpalier à l'inconnu. L'étude présentée par la suite est réalisée en usinage à sec, c'est la raisonpour laquelle nous proposons dans la suite de l'étude des moyens pour limiter l'échauementde l'outil.

3.1.1.4 L'orientation des bres

Selon l'orientation du pli usiné, il a été démontré par [Zitoune et al., 2005] que la tem-pérature de coupe évolue en fonction du pli rencontré par l'arête de coupe. La gure 3.2extraite de leurs travaux montre en eet un chargement cyclique thermique lors de l'usinaged'un pli à 90, de plus ce pli demande plus d'énergie pour être sectionné comparativementau pli 0et 45.

144


Figure 3.2 Résultat obtenu par [Zitoune et al., 2005] concernant la température de lazone de coupe pour diérentes orientations de plis

Les dégradations thermiques des composites en usinage font suite à de nombreux fac-teurs, la stratégie de coupe ainsi que les conditions de coupe tendent à augmenter latempérature de l'outil si ces paramètres sont mal choisis. La géométrie de l'arête de coupeest d'une grande importance également puisqu'elle impacte directement la formation ducopeau et donc sur les échanges de chaleur au sein du processus.

3.1.2 Les méthodes de mesure de température sur l'arête de coupe

La mesure de température en usinage est essentielle pour appréhender d'une part lescontraintes thermiques mais aussi les échanges thermiques entre l'outil, le copeau et la pièce.Ceci est d'autant plus vrai dans le cadre de l'usinage composite, de part sa sensibilité à latempérature. Dans de nombreux cas d'études, les mesures servent de données de validationpour une simulation numérique. De part des problèmes d'accessibilité à la zone de coupe,les mesures de températures sont souvent à analyser avec précaution, un post-traitementest nécessaire pour l'obtention de la température à l'interface outil/matière par méthodeindirecte. C'est en eet la température à l'interface de l'outil qui donne des informationsprécieuses pour identier les modes d'usure de l'outil. Il existe donc de nombreux moyenspour mesurer la température à l'interface, les conditions en tournage sont propices à cettemesure sur l'outil puisque l'outil est xe. Une approche par thermocouple naturel est doncproposée dans les travaux de [Stephenson, 1993] cette approche consiste à faire passerun courant dans l'outil et la matière et à récupérer l'information de la température àl'interface grâce aux variations de ce courant, les deux matériaux du thermocouple naturelétant l'outil et la matière. Cependant, dans le cas du fraisage, la mesure est compliquée parle mouvement rotatif de l'outil. L'ensemble des techniques utilisées en fraisage est décriteci-après. Par la suite de l'étude, un moyen de mesure à transmission de données sans l estmis en place.

145


3.1.2.1 Les mesures par caméra infrarouge

Tous les corps émettent par rayonnement une énergie, ce rayonnement thermique dé-pend de la température du corps, il appartient au domaine des longueurs d'ondes infra-rouges. Ce rayonnement infrarouge peut être capté par une caméra infrarouge. Beaucoupd'auteurs comme [Davies et al., 2007], [Sutter et Ranc, 2007] et [Zitoune et al., 2005] ontutilisé cette technique pour étudier le gradient thermique dans l'outil lors d'un usinageorthogonal. Cependant, l'ensemble de ces auteurs nuancent leurs résultats de températuresde l'outil ou du copeau durant le processus en indiquant des erreurs entre 5 et 26% à 800Cselon le type de détecteur utilisé [Sutter et Ranc, 2007], l'erreur est de 14% dans l'étudede [Davies et al., 2007]. Ces erreurs sont dues à de nombreux facteurs comme la naturedu matériau visé, sa rugosité, l'inclinaison de l'échantillon ou l'environnement de mesure(poussière, éclairage, humidité). La loi de Stephen-Boltzmann dénit en eet l'émittanced'un corps gris, E, en (W/m2) dépendant du coecient d'émissivité ε, de la températuredu corps et de la constante de Boltzmann. Cette loi est représentée par la relation (3.1).

E = ε · σ · T 4 (3.1)

Une calibration du coecient d'émissivité est recommandée avant une mesure par ca-méra infrarouge an d'obtenir des résultats proches de la réalité. Généralement, les mesurespar caméra infrarouge sont utilisées pour des méthodes comparatives et sur des surfacesxes pendant l'essai. Les mesures dynamiques sur des corps en rotation comme le fraisageimpliquent un équipement à haute fréquence d'acquisition (supérieures à 5 kHz), et desméthodes de synchronisation des images et de l'outil. Ce type de mesure est très peu ré-pertorié dans la bibliographie, [Ghidossi, 2003] tente toutefois des mesures en contournagesans pour autant exploiter les résultats de sa campagne d'essais.

3.1.2.2 Les mesures par pyromètres

Deux technologies sont principalement utilisées dans le domaine de l'usinage, le py-romètre monochromatique et le bi-couleurs. La technologie monochromatique est utiliséedans les travaux de [Ming et al., 2003] lors d'un fraisage. Dans ces derniers travaux, seule-ment une température est captée lors du passage de l'outil et l'émissivité de l'outil n'estpas renseignée, cette technologie se rapproche des détecteurs d'infrarouges utilisés dans lescaméras infrarouges, tous les inconvénients liés à cette technologie sont similaires à ceuxdécrits précédemment.

La technologie bi-couleurs est sans doute l'une des technologies de mesure de tem-pérature sur des éléments tournant la plus prometteuse. En eet, dans les travaux de[Sato et al., 2007] et [Ueda et al., 2001], les auteurs utilisent cette technologie associée avecdes bres optiques an de diriger la mesure au plus près de la zone de coupe.[Sato et al., 2007] montrent qu'il est possible de transmettre le rayonnement thermiquedans un coupleur tournant même si les deux bres ne sont pas parfaitement alignées. Eneet la technologie bi-couleurs ore plusieurs avantages, dont celui de s'aranchir des déca-lages entre bres optiques dans un couplage et également de s'aranchir de la connaissancede l'émissivité du matériau.

146


Ceci est dû à l'interprétation des signaux optiques, car pour déterminer la températurede la surface visée, c'est le rapport des ux rayonnés par la source à deux longueurs d'ondesdiérentes qui est évalué. Ainsi l'erreur due à un désaxage des bres est annulée car lesdeux longueurs d'onde passent par la même bre, donc sont soumises au même défaut.Par ailleurs, le rapport des émissivités pour les deux longueurs d'onde est de 1, selon l'hy-pothèse que l'émissivité n'est pas inuencée par les longueurs d'onde, ce qui en fait unetechnologie propice à des mesures précises, de plus sur des éléments tournants.Dans les travaux de [Ueda et al., 2001], le pyromètre bi-couleurs est monté dans la pièce àusinée qui est xe et la température de l'outil est mesurée lors du passage de ce dernier.Six points de mesure pour un tour de fraise dans des conditions de rotation 6000 tr/minont été relevés dans cette dernière étude. Les hautes fréquences d'échantillonnage pouvantaller jusqu'à 100 kHz, sont un argument de poids pour le domaine de l'usinage. Cepen-dant, comme cette mesure est sans contact, il faut tenir compte des éventuels obstaclesentre le capteur et la surface mesurée. Dans le cas de l'usinage des matériaux composites,l'environnement poussiéreux peut altérer la lecture de la température par le capteur.

3.1.2.3 Les mesures par thermoucouples

Les thermocouples représentent une des plus anciennes approches de mesure de tem-pérature en usinage. Les travaux de [Chen, 1997] montrent une méthode pour implanterdes thermocouples dans un foret en acier rapide au plus près des zones de dépouilles à 0,5mm. Dans cette méthode le foret est xe, c'est la matière qui est en rotation. La grandeprécision des thermocouples (erreur inférieure à 0,5C) ore des mesures de températurecohérentes avec la réalité mais en usinage ces mesures sont indirectes puisque l'accès auxinterfaces de frottement est dicile. Il est possible de remonter au gradient de températuresi plusieurs thermocouples sont positionnés sur la plaquette, cependant la précision de lamesure du ux est grandement dépendante de la distance entre les positions des thermo-couples. Avec la méthode de calcul inverse du ux thermique par fonction de transfert del'outil proposée par [Battaglia et al., 2002], une seule mesure de température est nécessairece qui rend plus précise l'estimation de la température à l'interface. Dans les travaux de[Basti et al., 2007], le thermocouple est implanté dans la fabrication de la plaquette commele montre la gure 3.3, ce type de fabrication fragilise moins la plaquette qu'un perçagedédié pour un thermocouple n.

Figure 3.3 Photos issues des travaux de [Basti et al., 2007] montrant l'implantation dethermocouples dans la fabrication d'une plaquette de tournage, TiAlN, TiAlSiN et TiNreprésente la nature des revêtements des plaquettes

147


La mesure de la température sur des outils en rotation a été explorée dans les travauxde [Battaglia et al., 2002] et [Moussami et al., 2003], les auteurs mettent en place un sys-tème de récupération des données par collecteur tournant. Ce système ore l'avantage detransmettre des données sur des éléments tournants sans apporter de modication à lachaine de mesure dans le cas où l'utilisateur dispose déjà d'un système d'acquisition dusignal d'intensité. Cette solution admet cependant beaucoup de bruits de mesures dues àla jonction mécanique des collecteurs. Elle fonctionne donc de paire avec des thermistancespour mesurer la température car ces dernières possèdent une sensibilité plus importante queles thermocouples, le signal d'intensité est donc moins aecté par le bruit du collecteur.Aujourd'hui les transmissions d'informations sans l se sont de plus en plus démocrati-sées, c'est pourquoi dans la suite de l'étude, les mesures de température sont réalisées àl'aide de thermocouples avec transmission des données par radiofréquences, ce qui permetde s'aranchir des problèmes de bruit du système comme celui du collecteur tournant.L'implantation est également facile à mettre en ÷uvre.

Conclusions sur les méthodes de mesure de température en usinage

Les techniques de mesure décrites précédemment font l'objet de mesures plus au moinsdèles à la réalité, parmi les techniques les plus précises, la mesure par thermocouple estrelativement able de part sa précision de mesure. De plus, son immersion dans l'outil lerend peu vulnérable aux pollutions de poussières dans le cas de l'usinage composite. Ennle tableau 3.3 récapitule les avantages, inconvénients et données techniques de chaque modede mesure.

Table 3.3 Tableau comparatif des mesures de température adapté de[Davies et al., 2007],∗ : ε représente l'émisivité, λl représente la longueur d'onde duux thermique

Thermocouple Caméra infra-rouge

Pyromètre mo-nochromatique

Pyromètre bi-

chromatique

Plage de tem-pérature

Type K : -270C à1372C

-40C à 5000C 20C à 5000C 20C à 5000C

Résolution spa-tiale

500 à 10 µm 500 à 10 µm 5 µm 20 µm

Temps de ré-ponse

1 à 10 Hz 50 Hz à 5 kHz 100 Hz à 100 kHz 100 Hz à 100 kHz

Facilité de miseen place

Facile Facile Dicile Dicile

Incertitudes surla mesure

Jonction Emisivité Emisivité Hypothèse ε∗ in-

dépendant de λ∗l

Coût Faible Moyen Elevé Elevé

148


3.1.3 Etat de l'art des modèles thermiques

Devant la complexité des phénomènes thermiques en usinage, de nombreux auteurs pro-posent des approches analytiques, semi-analytiques ou numériques an de développer desmodèles de transfert thermique. Cependant des hypothèses simples doivent être formuléesdans la description de ces modèles et le plus souvent ils sont adaptés à une applicationparticulière.

3.1.3.1 Les modèles analytiques

Les modèles analytiques de résolution du bilan thermique peuvent se résumer à l'iden-tication des coecients de partage entre chaque corps de la gure 3.1. Deux hypothèsess'arontent dans la modélisation des contacts entre ces corps, d'un coté les modèles de typecontact parfait, et d'un autre le contact prenant en compte les phénomènes de constrictionthermique. Dans le rapport de thèse de [Kagnaya, 2005], une revue des relations établis-sant le coecient d'échange thermique est détaillée, l'hypothèse du contact parfait permet à[Kagnaya, 2005] de proposer un modèle de coecient d'échange dépendant des conductivi-tés des deux matériaux λo (conductivité thermique de l'outil) et λp (conductivité thermiquede la matière) en contact, de la vitesse de glissement du copeau Vcop, ainsi que d'un coef-cient de forme Aa selon l'équation (3.2). Ce modèle inspiré de celui de [Shaw, 1984] estappliqué à la zone A de la gure 3.1 entre l'outil et le copeau en usinage métallique. C'estdans cette région que les auteurs ont admis que l'ensemble du ux thermique est échangéavec l'outil par frottement, en prenant l'hypothèse que la chaleur de cisaillement (zone Bde la gure 3.1) est diusée entièrement dans la pièce et dans le copeau.

βc−o = 1− (1 + (0, 754 · λoλp·Aa ·

√Pe)) (3.2)

avec le nombre de Peclet :

Pe =Vcop · Lcαp

(3.3)

etAa =

apLc

(3.4)

avec : Lc : la longueur de contact outil-copeauap : la profondeur de passeαa : la diusivité thermique de la matière usinée

L'approche par micros contacts en usinage est développée par [Attia et Kops, 2004],ce type de modèle ore une plus grande précision dans la prédiction de l'usure de l'outil,une comparaison du modèle par contact parfait et par constriction est présentée dans cestravaux, elle relate une surévaluation du ux thermique transmis vers l'outil pour le cas ducontact parfait. Dans l'estimation du bilan thermique par la méthode du contact parfait95% de la chaleur générée par l'usinage est transmise à l'outil, dans la cas du contactpar constriction ce ratio est de 90%. Compte tenu, du faible écart entre ces ratios et ducomportement fragile du copeau en usinage composite, nous admettrons un contact parfaitdans la suite de l'étude.

149


3.1.3.2 Les modèles hybrides

Les modèles hybrides se basent à la fois sur une expérimentation et sur la résolution del'équation de la chaleur de Fourier. Dans le cas de l'usinage, les problèmes d'accessibilitéà la température aux interfaces outil-copeau, outil-matière poussent les auteurs à résoudreles équations de transfert thermique inverse. De nombreuses méthodes sont proposées dansla bibliographie, trois d'entre elles ont retenu notre attention de part leur simplicité et leurprécision.La première méthode est proposée par [Taler et Piotr, 2006], elle s'appuie sur une méthodenumérique qui consiste à discrétiser le problème en diérents volumes nis pour remonterà l'information à l'entrée du système. Cette méthode nécessite la connaissance d'au moinsdeux températures dans le système.La seconde méthode est basée sur l'obtention d'un modèle instationnaire de l'outil basésur les travaux de [Battaglia, 2004], une fois ce modèle déterminé, il est possible à l'aided'une mesure de remonter à l'information de température ou du ux d'entrée.Enn le troisième modèle hybrique lie une expérimentation tribologique de type pion-disqueet un bilan des puissances sur l'arête de coupe. Ces trois approches sont développées parla suite an d'identier les points forts de chacune. Par la suite nous nous appuyons surces modèles pour proposer un coecient de partage thermique applicable dans le cas del'usinage composite.

Résolution du problème de conduction inverse par la méthode des volumesnis :Ce paragraphe présente un algorithme simple pour résoudre les problèmes de conduc-tion inverse en une dimension sur une plaque plane. Ce calcul est issu des travaux de[Taler et Piotr, 2006], il consiste à discrétiser le système en une multitude de volumesprédénis. Deux informations sont nécessaires pour retrouver le ux entrant dans lesystème Qin et la température sur la surface d'entrée Tsurf . Ces paramètres connussont T1 et T2 , ils sont représentés sur la gure 3.4.

Figure 3.4 Représentation des deux régions, inverses et directes

150


L'équation de la chaleur introduite par Fourier dans le cas général, dans un volumequelconque est dénie par :

φstock = φin− φout+ φg (3.5)

avec : φstock : le ux de chaleur stockéeφin : le ux de chaleur entrantφout : le ux de chaleur sortantφg : le ux de chaleur générée

En 1D, et sans source interne de chaleur, l'équation de la chaleur s'écrit comme suit :

∂T

∂t=

λ

ρCp

∂2T

∂x2(3.6)

avec : ρ : la masse volumique λ : La conductivité du matériau Cp : La chaleurspéciqueLes conditions aux limites dans le volume 1 s'écrivent :

T |x=0 = Tsurf , (3.7)

∂T

∂x

∣∣∣∣x=0

= 0, (3.8)

Le bilan thermique dans le volume 2 s'écrit :

ρ.Cp.dT1

dt=

λ

∆x.(T2 − T1) +

λ

∆x.(Tsurf − T1) (3.9)

Tsurf peut donc s'écrire :

Tsurf =∆x

λ(ρ.Cp.

dT1

dt− λ

∆x.(T2 − T1) +

λ

∆x.T1) (3.10)

Le bilan thermique dans le volume 1 nous donne :

ρ.Cp.dTsurfdt

=λ

∆x.(T1 − Tsurf ) + Φin (3.11)

Ainsi Φin est donné par la relation :

Φin = ρ.Cp.dTsurfdt

− λ

∆x.(T1 − Tsurf) (3.12)

Cette méthode impose de connaître la distance séparant les deux prises de tempé-rature, l'augmentation du nombre de volumes apporte une meilleure précision maisaugmente aussi l'ordre de dérivation des températures relevées et rend donc la réso-lution plus sensible aux bruits de mesures.

151


Résolution du problème de conduction inverse par une fonction de trans-fert de l'outil :La résolution d'un problème inverse de conduction thermique est basée sur l'iden-tication au préalable des coecients des solutions de l'équation de la chaleur. Lessolutions de l'équation de la chaleur sont liées linéairement et peuvent s'écrire sousforme d'une équation diérentielle comme la relation (3.13).

α1dnα1

dtT (t) + ...+ αI

dnα1

dtT (t) = β1

dnβ1

dtq(t) + ...+ βJ

dnβ1

dtq(t) + e(t) (3.13)

avec T(t) la température au point d'étude à l'instant t, q(t) le ux étudié à l'instant tet e(t) l'erreur de modélisation à l'instant t. Les travaux de [Battaglia, 2004] montrentque l'application des dérivées fractionnaires pour modéliser le comportement de latempérature au temps passé est plus appropriée, en eet la dérivée n-ième d'unefonction en un point prend en compte l'ensemble des points antérieurs contrairementà la dérivée entière. L'équation (3.14) est la représentation discrète de la dérivée n-ième d'une fonction y(t) d'après Gründwald. Ainsi l'équation (3.13) devient (3.15)en appliquant la représentation discrète de la dérivée n-ième.

dn

dty(t) =

K∑k=0

(−1)k(n

k

)y(t− kh) (3.14)

avec(nk

)= n(n−1)...(n−k+1)

k!

I∑i=1

αihnαi

K∑k=0

(−1)k(nαik

)T (t−kh) =

J∑j=1

βj

hnβj

K∑k=0

(−1)k(nβjk

)q(t−kh)+e(t) (3.15)

Trois étapes sont nécessaires pour l'utilisation de cette méthode :

1) L'identication des paramètres de la fonction de transfert thermique del'outil et l'établissement du modèle instationnaire :Cette étape consiste à établir le modèle instationnaire par identication des coe-cients αi et βi par l'intermédiaire d'une expérimentation dans laquelle le ux d'entréedans l'outil est connu et imposé, de plus la température, proche de l'arête de coupe,est relevée. Les travaux de [Moussami et al., 2003] et [Kusiak, 2004] montrent en eetl'expérimentation qui consiste à reproduire un ux d'entrée avec des micro-résistancessur l'arête.

2) Mesures de température :Une fois le modèle instationnaire établi, la température est mesurée à une distanceidentique de celle pour laquelle le modèle à été développé dans 1). Le signal de latempérature doit ensuite être ltré pour retirer le bruit de mesure avant de l'utiliserdans l'algorithme inverse, car les bruits de mesure peuvent perturber l'analyse dessorties du modèle.

152


3) Inversion du modèle pour retrouver la température à l'interfaceL'inversion du système donne, grâce aux coecients αi et βi identiés ainsi que lamesure ltrée, soit le ux ou la température en entrée du système.

Cette méthode est utilisée dans les travaux de [Kusiak, 2004], [Rech, 2004], ainsi que[Battaglia, 2004], les avantages de cette approche sont liés au temps de calcul. Eneet seules les informations du ux et de la température en entrée du système sontrésolues, contrairement aux méthodes numériques dans lesquelles chaque élémentvolumique entre l'entrée et le point de mesure fait l'objet d'un système d'équation.De plus, la connaissance des données thermiques telles que la conductivité ou lacapacité thermique spécique n'est pas nécessaire, car ces données sont intégrées dansl'identication des paramètres. Enn le modèle est indépendant de la dimension dutransfert (1D, 2D, 3D).

Bilan des puissances :Une autre approche pour estimer le ux transmis à l'outil durant le processus decoupe se base sur un bilan des puissances mécaniques. L'hypothèse est faite que l'en-semble de la puissance mécanique calculée localement dans les zones A, B et C (voirgure 3.1) est transformée en puissance thermique. Cette hypothèse est réaliste dansla mesure où les zones d'interfaces sont soumises à des phénomènes de frottementsqui sont producteurs de chaleur. A l'aide des eorts de coupe et d'un essai pion-disque, l'auteur [Bonnet, 2010] remonte à la puissance thermique, notée Φh, dans lazone d'interface qui est calculée à l'aide du coecient de frottements dans la relation(3.16)

Φh =1

SA.NA.µA.V c.βc−o +

1

SB.NB.µB.V c.βm−o (3.16)

ou NA, NB sont les composantes normales des eorts aux surfaces A et B, β est lecoecient de partage thermique, µ le coecient de frottement propre aux surfacesconsidérées, Vc la vitesse de coupe et S les surfaces d'échanges. La bonne estimationde ces surfaces d'échanges est primordiale pour la précision de calcul du ux. Ainsidans les travaux de [Bonnet, 2010] et [Kagnaya, 2005], l'aire de la zone usée estmesurée par une méthode sans contact. Les composantes d'eorts RA sont calculéesen isolant chacun des trois corps, la résultante de coupe ainsi que les angles de l'outilétant connus. [Bonnet, 2010] propose les relations (3.17) et (3.18) pour calculer ceseorts dans le cas où l'angle lambda est nul. Dans notre cas nous considérons que cetangle est négligeable dans la mesure où il varie entre 6,4pour la condition N1 à 2,4pour la condition N5. La démonstration de ces formules est présentée en annexe G.

Ns =F4cx.µo−m − F4cy

µo−m.(cos(γn).µo−m − sin(γn))− sin(γn).µo−m − cos(γn)(3.17)

Nt =(cos(γn).F4cy − sin(γn).F4cx).µo−m − cos(γn).F4cx − sin(γn).F4cy

µo−m.(cos(γn).µo−m − sin(γn))− sin(γn).µo−m − cos(γn)(3.18)

153


Un schéma récapitulatif de la démarche de [Bonnet, 2010] est proposé en gure 3.5,le but de la démarche est d'alimenter un modèle numérique pour déterminer le retourélastique de la matière sous le passage de l'outil.

Figure 3.5 Schéma de la démarche de calcul hybride de [Bonnet, 2010]

Le coecient d'échange thermique est déduit des essais tribologiques pion-disque quisont décrits ci-après.

Essais tribologiques pions-disque :Les essais tribologiques pions-disque sont une source de données non négligeable dansle développement d'un modèle semi-analytique. Depuis la conception d'un tribomètreà grandes vitesses et à grandes pressions utilisé dans les travaux de [Bonnet, 2010] et[Zemzemi, 2007], il existe des ponts de plus en plus convaincants entre l'usinage et lessystèmes pion-disque. En eet, les phénomènes de frictions et d'échanges thermiqueslors de l'usinage peuvent être reproduits grâce au frottement du pion sur un disque.Deux données majeures résultent de ces essais, le coecient de frottement et le co-ecient de partage thermique. Pour les estimer, deux techniques peuvent être utili-sées, un système pion-disque fermé dans lequel la matière est recyclée et un systèmedit "`ouvert"' dans lequel la matière vue par le pion est renouvelée à tout instant.Lorsque les phénomènes d'usure sont observés, les systèmes ouverts reproduisent plusdèlement l'usinage car par similitude l'outil rencontre de la matière neuve à chaqueinstant, tandis que dans les systèmes fermés un troisième corps d'usure apparaît quiest dû à la dégradation du pion, ce qui complexie les analyses.Dans notre cas, un système fermé est susant puisqu'il permet d'obtenir les deuxdonnées que sont le coecient de frottement et le coecient de partage thermique àl'aide d'essais courts.

154


Le coecient de frottement apparent sur un composite multiaxial T800S/M21 a déjàété mesuré par [Bonnet, 2010] et [Mondelin et al., 2010]. La gure 3.6 montre deuxrésultats, la comparaison d'un essai avec ou sans régénération (système ouvert oufermé) montre qu'à partir de Vc = 100 m/min les deux systèmes tendent vers lemême résultat. Tandis que l'eet de l'orientation des bres sur la valeur du coef-cient de frottement semble s'annuler au-delà de Vc = 100 m/min. Dans les deuxtravaux de [Bonnet, 2010] et [Mondelin et al., 2010], les auteurs testent seulementdeux orientations de bres, dans la suite de l'étude nous élargirons ces résultats enmontrant l'inuence d'une orientation des bres à 19(qui est l'inclinaison de la sur-face résultante de l'usinage par un outil "`grande avance").

Figure 3.6 Résultat de l'essai-pion disque issu de [Bonnet, 2010]

3.1.3.3 Les modèles numériques

L'analyse numérique de l'usinage a non seulement pour but de diminuer les coûts d'es-sais d'usinage mais aussi d'étudier des phénomènes thermomécaniques inhérent à la coupe.Les eorts de coupe, les déformations de l'outil et du porte outil, les modes d'usure etles contraintes résiduelles dues à l'usinage sont autant de phénomènes observables numéri-quement. L'introduction des calculs numériques a apporté une meilleure précision sur cesréponses du fait de la prise en compte des phénomènes thermomécaniques. Les premiersmodèles de coupe comme celui de Merchant en 1945, ne prenaient en eet pas en compteles aspects thermiques. Aujourd'hui, les simulations numériques se focalisent sur la déni-tion du contact entre l'outil, le copeau et la matière et la modélisation du comportementplastique du copeau.

En usinage composite, d'autres problématiques apparaissent comme le comportementau délaminage du matériau sous l'eet de l'arête de coupe. Ces aspects sont étudiés dansles études de [Lasri, 2009] et [Santiuste et al., 2011], dans lesquelles des endommagementssubsurfaciques sont enregistrés jusqu'à 100 µm en dessous de la surface usinée, ce quidégrade les propriétés mécaniques du matériau usiné.

155


Hormis l'impact mécanique de l'usinage, ces modèles numériques n'intègrent pas lesconséquences thermiques de la fracture de la matière. En usinage métallique, ces phé-nomènes sont depuis longtemps introduits dans les simulations numériques, comme dansl'étude de [Shi et al., 2002] qui montre une inuence de l'angle de coupe sur la températuremaximum à l'interface, cette température augmente de 30% pour une variation de l'anglede coupe de 30vers 15en usinage orthogonal d'un acier AISI 4340.[Wang, 1996] analyse l'impact de la température sur l'usure d'une plaquette d'usinage encarbure de tungstène, il en déduit que les phénomènes de ssures thermiques ne sont pasdus au changement de température important en fraisage entre l'entrée et la sortie de l'outilde la matière mais à de la fatigue thermique.Les phénomènes de frictions aux interfaces sont également analysés dans les études de[Shi et al., 2002] et [Shet et Deng, 2000], ils montrent des résultats concordants sur la dis-tribution en température dans le copeau qui évolue en fonction du coecient de frottementà l'interface outil-copeau. Cette distribution implique une température maximale à l'inter-face outil-copeau pour un coecient de friction de 0,6 et minimale lorsque ce coecienttend vers 0.[Grzesik et al., 2005] montrent quant à eux en utilisant un modèle numérique, que la naturedes matériaux de coupe inue sur la température à l'interface. Ainsi il montre que l'utilisa-tion du revêtement TiC génère une plus forte température à l'interface qu'un revêtementTic/Al2O3/T iN . Enn, dans l'étude de [Kagnaya, 2005], l'auteur s'attache à décrire l'usured'un outil en carbure de tungstène et à dénir un coecient de partage du ux thermique.Il propose une méthode d'identication du ux thermique à l'aide d'un modèle numériqueen thermique utilisant les lois de Fourier sur un pion tribologique et des mesures de tempé-rature. Cette méthode consiste à comparer la réponse numérique en température au pointd'implantation du thermocouple à la mesure eectuée. Cette méthode sera adaptée dansla suite de l'étude sur une plaquette d'usinage.

Conclusion

An de conclure l'étude bibliographique sur les aspects thermiques, de nombreusesétudes scientiques font référence à ce sujet lors d'usinage de matériaux métalliques, maispeu de d'études intègrent ces aspects lors de l'usinage de matériaux composites. D'autrescritères sont à prendre en considération ou à modier comme par exemple la longueurde contact outil-copeau qui a peu de signication dans l'usinage de composites, le copeauayant un comportement fragile. D'autres facteurs sont également à prendre en considérationcomme la stratégie de coupe et l'orientation du pli coupé qui inuencent la température àl'interface.Les résultats de l'étude thermique sont directement liés au choix du moyen de mesure,comme il a été énoncé précédemment, le pyromètre bi-couleurs est un choix pertinent lorsd'un essai de fraisage à grande vitesse, mais l'installation de ce dernier étant complexe,la solution de mesure de température par thermocouple est retenue dans ce rapport. Laprécision sur ces mesures impacte directement les modèles hybrides décrits précédemment.Ces modèles sont bien décrits dans la littérature pour des cas généraux comme le modèlede transfert thermique indirect par volumes nis, d'autres sont adaptés spéciquement àl'usinage comme le modèle par fonction de transfert de l'outil.

156

3.2. MATÉRIELS ET MÉTHODES POUR L'EXPLOITATION DES DONNÉESTHERMIQUES

Le modèle d'estimation du ux par volumes nis nous parait plus adapté dans notreétude puisqu'il est simple à mettre en ÷uvre et il est possible d'extrapoler le comportementthermique de l'outil contrairement au modèle par fonction de transfert de l'outil qui n'estvalable que sur la période de temps de la mesure.En outre, de part la diculté à accéder à la température à l'interface de coupe pendantl'essai, des modèles analytiques ont vus de le jour an de déterminer la part de ux trans-mise dans chacun des corps du processus de coupe. Les modèles présentés auparavantprennent en compte la longueur de contact outil-copeau, par la suite nous proposons unmodèle adapté à l'usure en abrasion en dépouille. Enn, les études numériques de la coupedans les composites se développent maintenant très rapidement, l'aspect thermique n'estencore pas exploité dans ce domaine, nous proposerons donc une approche en thermiquenumérique pour la transmission du ux dans l'outil de coupe en tenant compte des hypo-thèses de l'usinage de composites. La méthode semi-numérique d'identication du ux de[Kagnaya, 2005] sera en eet adaptée dans le cadre de l'usinage de composites sur une pla-quette, les vérications de ce modèle se feront grâce à des essais de frottements pion-disqueet un bilan thermique.

3.2 Matériels et méthodes pour l'exploitation des données

thermiques

3.2.1 Etalonnage des images infrarouges

La mesure de température par caméra infrarouge dans le cadre d'opérations d'usinagepermet d'avoir un aperçu global des températures mises en jeu dans la zone de coupe.Le rayonnement infrarouge peut cependant être faussé par l'émissivité du matériau, c'estpourquoi les mesures de température sur des objets mobiles sont à analyser avec précau-tion. La suite de cette partie comprend une description de la méthode d'étalonnage desmesures de températures. Les processus de coupe ont déjà été observés à l'aide d'une ca-méra infrarouge dans les travaux de [Sutter et Ranc, 2007] et [Zitoune et al., 2005]. Dansnotre cas, il est important de noter que pour tous les essais avec la caméra infrarouge, cettedernière était munie d'un ltre calcium de uorure (CaF 2), ce matériau transmet plus de90% des longueurs d'ondes comprises entre 0,5 et 10 µm. Ce ltre à deux utilités prin-cipales, l'une est de protéger les équipements électriques contre les poussières de carbonequi sont conductrices et l'autre est de limiter les perturbations des rayonnements autresqu'infrarouges.

An de recréer les conditions dans l'enceinte de la machine, une éprouvette de matériauT800S/M21 a été prélevée sur un endroit usiné (gure 3.7). L'éprouvette est portée à 100Cdans un four puis elle est positionnée sous l'objectif de la caméra. L'émissivité est ajustéepour retrouver 100C. Dans notre cas l'émissivité trouvée est de 0,4.

157

3.2. MATÉRIELS ET MÉTHODES POUR L'EXPLOITATION DES DONNÉESTHERMIQUES

Figure 3.7 Étalonnage de l'émissivité de la matière à 100C

3.2.2 Méthode de mesure de la température par thermocouple

Deux environnements de mesures sont à prendre en compte dans l'étude du surfaçage :

1. l'outil qui est un élément tournant 2. la matière est xe

Nous avons donc retenu deux systèmes de transmission des données issues des thermo-couples, l'un avec l et l'autre sans l. Nous nous attarderons sur l'utilisation du thermo-couple sans l qui est un moyen peu référencé dans la bibliographie.L'émetteur et le récepteur utilisés sont fournis par la société ATCOM, il permet d'enre-gistrer 4 signaux simultanés de thermocouples à une fréquence de 8 Hz. Cette solution aété retenue an d'identier le ux de chaleur transmis à la plaquette au cours de l'usinage.Or, la fréquence de rotation de la fraise est de l'ordre de 100 à 1000 Hz, on comprend doncassez bien les limitations de l'appareil d'ATCOM en termes d'échantillonnage. Cependant,les signaux obtenus sont une source d'information non négligeable et ils peuvent servir deparamètres de vérication lors de l'estimation du ux thermique traversant la plaquette(la partie 3 décrit la méthode employée).La gure 3.8 présente l'ensemble de l'équipement utilisé ainsi que quelques caractéristiques.L'émetteur RF est implanté dans un attachement HSK63A, un trou oblong débouchantétant spécialement usiné pour intégrer la batterie et l'émetteur. A l'extérieur de la machineun boitier récepteur est connecté à un ordinateur et permet de récupérer le signal émis (lagure 2.1 présente le poste d'acquisition). Les thermocouples sont incorporés dans la pla-quette dans des perçages de diamètre 1 mm prévus au préalable. L'intérieur des perçagesest garni d'une pâte thermoconductrice puis les thermocouples sont collés à l'aide d'unecolle réfractaire.

158

3.3. ESSAIS PRÉLIMINAIRES : RELEVÉS DE LA TEMPÉRATURE MATIÈREPAR CAMÉRA INFRAROUGE

Figure 3.8 Description et mise en place de l'équipement thermocouple à transmissionde données par radiofréquences

3.3 Essais préliminaires : Relevés de la température matière

par caméra infrarouge

Des essais préliminaires pour surveiller la température matière au cours de l'usinageont été eectués dans la cadre du plan d'essai numéro 1 qui est décrit en partie 2.1.2. Aucours des conditions d'usinage, la température matière a été relevée à l'aide d'une camérainfrarouge, dont les méthodes de mesures sont décrites en partie 3.2. [Zitoune et al., 2005]et [Chen, 1997] ont beaucoup travaillé sur les mécanismes thermiques dans l'outil de coupedurant respectivement la coupe orthogonale et le perçage.

159

3.3. ESSAIS PRÉLIMINAIRES : RELEVÉS DE LA TEMPÉRATURE MATIÈREPAR CAMÉRA INFRAROUGE

Même si peu d'études relatent des eets thermiques pendant une opération de fraisage,nous nous intéresserons dans ces essais à la température de la matière usinée.La température de surface de la matière composite a été captée à l'aide d'une caméra infra-rouge au moment où l'outil se désengage de la matière. La gure 3.9 présente les résultatsobtenus, une première observation nous indique que la température augmente lorsque lavitesse de coupe augmente. Ce phénomène est expliqué par l'expression du ux thermiqueΦh généré par friction à l'interface outil-matière et qui est donné par l'équation (3.16).

Sur la gure 3.9 la température de la surface usinée a tendance à diminuer lorsquel'avance à la dent augmente, en eet le temps total de contact matière est diminué dansce cas, ce qui contribue à diminuer l'échauement de la matière. Deux régions distinctesapparaissent sur le graphique 3.9, une première région qui est dénie par une vitesse decoupe inférieure et égale à 450 m/min pour laquelle la température maximum admissiblede 150C pour la résine n'est pas dépassée. Au-delà ce cette température la résine subitdes transformations irréversibles. Une seconde région est dénie pour toutes les conditionsoù Vc devient supérieure à 450 m/min, dans ce cas la limite de température est dépassée.

Figure 3.9 Température maximum de la surface usinée pour la géométrie Kr=19(a) etKr=60(b)

Il est généralement admis qu'une grande partie de l'énergie de coupe est transforméeen chaleur comme l'ont démontrés [Shaw, 1996] and [Chang, 2007]. Ainsi, une représenta-tion de l'énergie de coupe est donnée sur la gure 3.10. L'énergie de coupe est calculée àl'épaisseur copeau minimum lorsque l'outil sort de la matière, c'est la zone de températuremaximum enregistrée lors des essais. Cette zone est représentée sur la gure 2.18 et notéeSr. La relative faible énergie de coupe obtenue pour la géométrie Kr=19à des avances decoupe élevées est observée sur la gure 3.10. Ce type de résultats pourrait laisser entrevoirdes plages de fonctionnement pour une telle géométrie. Un autre facteur de l'élévationde température est l'usure de l'arête de coupe, la baisse de l'acuité contribue en eet àamoindrir les capacités de coupe de l'arête et on assiste localement à des arrachements dematières très générateurs de chaleur. Des valeurs d'usure importantes ont été relevées pourdes vitesses de coupe supérieures à 450 m/min comme le montre la partie 2.4

160

3.4. APPLICATION DANS LA CADRE DU PLAN D'ESSAI 3 : IMPACT DEL'ANGLE D'ATTAQUE SUR LA TEMPÉRATURE À L'INTERFACE ET LE FLUXTHERMIQUE TRAVERSANT L'OUTIL

Figure 3.10 Énergie de coupe au copeau minimum pour Kr=19(a) et Kr=60(b)

Aux vues des résultats des essais préliminaires, dans lesquels les valeurs de températurepour les deux géométries sont semblables, il a été décidé de comparer les conditions de coupeà l'aide des ux surfaciques. L'obtention du ux transmis vers la pièce usinée demandel'application d'une démarche spécique qui allie des résultats numériques et expérimentaux,elle sera décrite dans la suite de cette partie.

3.4 Application dans la cadre du plan d'essai 3 : impact de

l'angle d'attaque sur la température à l'interface et le

ux thermique traversant l'outil

Étant donné la diculté d'obtenir des valeurs de ux thermique et la température àl'interface de manière direct en usinage, une méthode semi-numérique inverse est proposéedans ce paragraphe. Cette méthode est inspirée des travaux de [Chang, 2007], il s'agit demodéliser l'outil de coupe par éléments nis et d'ajuster, par des essais successifs, la réponseen température au point de mesure. Ceci de manière à corréler la température mesurée aupréalable par un thermocouple. An de valider la modélisation, un bilan des puissancesthermiques est réalisé sur l'outil à l'aide des signaux d'eorts de coupe enregistrés lorsde l'essai. Le bilan des puissances impose la connaissance des constantes thermiques de lamatière, du coecient de partage thermique et du coecient de frottement entre l'outilet la matière. Ces deux derniers paramètres sont déduits d'un essai pion-disque à eortnormal et vitesse similaires à l'expérimentation d'usinage du plan d'essai numéro 3. Lagure 3.4.1.1 résume la méthode utilisée, chaque étape dans le processus d'identicationdu ux traversant l'outil est détaillée dans la suite de cette étude.

161


Figure 3.11 Schéma descriptif de la méthode semi-numérique, avec φinpion le ux ther-mique traversant le pion, φtotalpion−disque la puissance thermique du processus pion-disque,φtotalprocessus de coupe la puissance thermique du processus de coupe et βc−c(Vc) le coe-cient de partage thermique entre le carbure et le composite carbone/époxy en fonction dela vitesse de coupe

3.4.1 Méthode inverse numérique

3.4.1.1 Description du modèle numérique

La modélisation par éléments nis de l'outil de coupe est réalisée par le code de calculABAQUS 6.10 explicit. Le modèle est étudié en dynamique an d'observer les phénomènesthermiques transitoires. La gure 3.13 présente une vue de la modélisation d'un logementet d'une plaquette de type BF. Le paramétrage de la modélisation est le suivant :

Dimension des surfaces d'entrées du chargement en ux :Concernant les dimensions des surfaces sur lesquelles est appliqué le ux d'entrée,nous dénissons une surface en dépouille de l'arête principale, une surface sur la facede coupe ainsi que deux surfaces en dépouille de l'arête de planage comme indiquéessur la gure 3.14.

162


Le comportement fragile du copeau sous l'eet de l'arête nous amène à introduireune nouvelle dénition de la surface d'entrée sur la face de coupe notée Sface parrapport à un usinage métallique. A titre de comparaison, dans le cadre de l'usinagemétallique, on observe un copeau avec comportement ductile, la longueur de glisse-ment outil-copeau Lc est prise en compte comme paramètre de la surface d'échangecomme indiquée sur la gure 3.12.

La longueur de glissement du copeau sur l'arête est considérée dans notre cas égaleà l'épaisseur copeau, en eet, le copeau ayant perdu sa rigidité au-delà de cette lon-gueur, peu d'échanges thermiques interviennent entre le copeau et l'outil. La surfaceen dépouille de l'arête principale, notée Sdp−Kr, est dénie par la profondeur de passeet l'usure Vb mesurée par microscope. Enn les surfaces de dépouille du plat de pla-nage, notée Sdp−plat et Sdp−plat−fixe sont prises en compte, ces surfaces sont déniespar l'avance à la dent et l'usure Vb mesurée par microscope.

a. b.

Figure 3.12 a. schéma d'un processus de coupe métallique, la longueur Lc représentela longueur de contact outil-copeau, cette longueur est usuellement prise en compte dansle calcul du ux. b. schéma d'un processus de coupe composite, les longueurs h et Vb sontprises comme hypothèse pour dénir les dimensions des surfaces d'échanges dans le calculdu ux

Allure du ux thermique d'entrée :Le ux en entrée du modèle est considéré comme un signal carré périodique repré-sentant un chargement sur 1/4 de tour de la fraise engagée à 50% de son diamètre.Il est donc modélisé par une série de Fourier qui a pour forme :

Fn(t) = a0 +n∑k=1

(Ak.cos(k.w.t) +Bk.sin(k.w.t)) (3.19)

163


les coecients de l'équation (3.19) s'écrivent :

Ak = 2.αp.sin(k.αp.π)

k.αp.π(3.20)

etBk = 0 (3.21)

avec :αp : le rapport cyclique, dans notre cas αp=0,25 car la fraise travaille sur un engage-ment radial de 50% de son diamètrew : la fréquence de rotation de la fraise en rad/sa0 : la valeur moyenne du signal, dans notre cas a0=αp.φinplaquetteLe ux d'entrée φinplaquette a la même valeur sur chaque surface d'entrée, Sface,Sdp−Kr, Sdp−plat et Sdp−plat−fixe puisque aucun élément ne nous permet d'appor-ter une pondération sur chaque surface. Nous verrons par la suite que la méthodeanalytique s'avérera plus précise sur point.

Distribution du ux thermique d'entrée :Dans les travaux de [Kagnaya, 2005] et [Majumdar et al., 2005], l'inuence d'unedistribution est considérée comme faible car les zones de transfert sont très réduitesen dimension, cependant dans notre cas, nous étudions une distribution linéaire dansle sens perpendiculaire à l'arête, ceci an d'amoindrir les problèmes de singularitépouvant apparaître en calcul numérique sur les angles vifs. Nous paramétrons donc,par exemple sur la face de coupe, une distribution nulle sur l'arête et deux fois lavaleur du ux d'entrée à y=h (voir gure 3.14 et le repère 5 en annexe G). Ainsi surl'ensemble de la face de coupe, le ux moyen est égal au ux d'entrée paramétré etl'équation de distribution est exprimée dans le repère 5 en annexe G sous la formeφinplaquette

Sface(y5) =

φinplaquetteSface

. 2h .y5. La même démarche est appliquée pour les faces desdépouilles.

Le refroidissement par convection :Concernant ce point l'étude bibliographique fait part de divergences. Le refroidisse-ment est en eet négligé dans l'étude de [Wang, 1996] en fraisage qui considère letemps non coupant sur un tour comme très faible (inférieur à 0,1 sec), l'auteur es-time que le refroidissement a peu d'inuence sur le gradient de température dans laplaquette. Contrairement à cette hypothèse [Kagnaya, 2005] considère un coecientde convection calculé à partir des équations de Reynolds. Dans notre cas, l'usinage sefait sans lubriant, le refroidissement lors d'un tour de fraise peut donc être négligécependant nous appliquerons un coecient de convection avec l'air ambiant, hconvde 117 W/m2.K pour 200 m/min, an de se rapprocher de la réalité.

Le type et la taille des éléments :La dimension du maillage, ∆L, doit être en adéquation avec le pas de calcul noté t,d'après la relation (3.22).

t >ρ.Cp6.λ

.(∆L)2 (3.22)

164


Des éléments linéaires tétraédriques dédiés aux transferts thermiques notés "`DC3D4"'ont été choisis pour la modélisation. Un ranement du maillage est réalisé aux in-terfaces de frottement, la distance minimale entre deux n÷uds étant de 0,01 mm,l'incrément minimum du pas de temps de calcul doit être supérieur à 6.10−7 sec se-lon l'équation (3.22). An de garder une précision dans la génération du signal carréet pour éviter un calcul trop couteux en temps, nous paramétrons le pas de calcul à2.10−3 sec.

Les contacts :Trois contacts sont présents entre la plaquette et le corps, ils sont paramétrés commeparfaits. La résistance de contact sur ces interfaces est considérée nulle. La conductiondans la vis de maintien de la plaquette est négligée.

Le champ de température initial :La température initiale est xée à Tamb sur l'ensemble du modèle, cette températureest renseignée pour chaque condition sur la gure 3.15.

Les conditions aux limites :Une condition au limite en température est xée à Tamb sur la face résultante de lasection du logement et du reste de l'outil. La température sur cette face est considéréeinchangée tout au long du calcul du fait de l'éloignement de cette face avec la zonede coupe.

Les propriétés thermo-physique des matériaux :elles sont considérées constantes durant le calcul. Les paramètres matières pris encompte dans l'étude sont donnés dans le tableau 3.4

Table 3.4 Propriétés thermiques et mécaniques des matières utilisées dans la modélisa-tion numérique

acier à outil carbure de tungstène

Conductivité thermique à 100C (W/m.C) 70 95,03

Chaleur massique spécique à 100C (J/Kg.C) 500 225

Masse volumique (Kg/m3) 7500 14400

Enn la gure 3.13 résume les paramètres du modèles numériques et donne un aperçudu maillage du corps et de la plaquette. La gure 3.14 ore une vue en détail de la zonede chargement.

165


Figure 3.13 Vue du modèle par éléments nis avec les conditions aux limites

166


Figure 3.14 Vue en zoom sur l'arête montrant les zones d'entrée du chargement en uxthermique dans le modèle numérique

3.4.1.2 Extrapolation des relevés de température

Dans l'optique de limiter les coûts et de palier à des problématiques courantes, commela faible quantité de matière disponible pour les tests d'usinabilités, les essais sont réaliséssur des temps courts inférieurs à 30 secondes. An de comparer les réponses numériqueset mesurées au point de mesure de température au régime établi, nous procédons à uneextrapolation des mesures. Cette extrapolation suit un modèle de type y = Ae−B/t +Tambtypique d'une montée en température. Les modèles sont optimisés par la méthode desmoindres carrés. Les mesures de température sur les trois conditions retenues (N1 avecKr=4,7, N33 avec Kr=18et N5 avec Kr=31,2) sont représentés sur la gure 3.15 ainsique les modèles associés.

167


Figure 3.15 Graphique des relevés de mesure au point Tmesure pour trois angles d'at-taque, Kr = 4, 7, Kr = 18et Kr = 31, 2

Les températures au régime stationnaire sont donc déduites de ces modèles d'extrapo-lation, ainsi pour l'essai N1 le régime stationnaire est établi à 74C, l'essai N33 à 66C etN5 à 41C.

3.4.1.3 Résultats de la méthode inverse numérique

Les résultats de la méthode numérique inverse sont présentés sur la gure 3.16. L'erreursur les asymptotes atteint est inférieure à 7% pour les 3 conditions, après quatre rebou-clages. L'évolution de la température dans le régime instationnaire présente des diérencesde comportement, en eet, alors que la température simulée ache une montée très rapidepuis une stabilisation au alentour de 10 secondes, la température mesurée obtient quantà elle une évolution plus lente. Nous expliquons cette diérence par le retard de mesuredû à l'environnement local du thermocouple. En eet le thermocouple est noyé dans unepâte thermique an d'éviter ce retard, sur ce point la technique de "`noyage"' pourrait êtreperfectible. De plus le thermocouple est pincé entre la plaquette est le corps d'outil parl'intermédiaire d'une rayure en forme de "`v"' de positionnement. L'inertie lente de montéeen température du corps peut également expliquer ce retard.

168


Figure 3.16 Résultat comparatif des montées en température de la simulation numériqueet celles relevées par thermocouple pour les conditions N1, N33 et N5

La quantité de ux évalué par la méthode inverse numérique, pour lesquels les tem-pératures de sorties simulées correspondent aux valeurs de température au régime établi,sont renseignés dans le tableau 3.9.

3.4.2 Méthode semi-analytique

3.4.2.1 Essais tribologiques pions-disque

Des essais tribologiques ont été mis en place an d'une part d'identier le coecientde frottement apparent entre le carbure fritté et le composite T800S/M21, et d'autre partd'évaluer le coecient de partage du ux thermique entre ces matières. Ces données nousservirons de données d'entrée pour les formules de validation du modèle numérique.Le principe de l'essai est présenté sur le schéma 3.17, le pion est mis en frottement sur unesurface avec une vitesse et une pression donnée.

169


Figure 3.17 Représentation du principe de frottement pion-disque et dénition des zonesde déformations plastiques et d'adhésion.

Des phénomènes d'adhésions apparaissent en amont de la zone de frottement, ce qui aamené les auteurs [Bowden et Tabor, 1966] à discerner le frottement adhésif et le frotte-ment dû à la déformation plastique. An de dissocier les deux termes d'un point de vueanalytique, les hypothèses suivantes sont faites : le pion est considéré comme un corpsrigide, le retour élastique de la matière n'est pas considéré, cela implique que seule la par-tie avant du pion est soumise au frottement. Ainsi l'équation (3.23) lie le coecient defrottement apparent et le coecient d'adhésion et de déformation plastique.

µc−c = µc−c, adhesif + µc−c, def plastique (3.23)

La gure 3.18 présente le banc d'essai de frottement utilisé. Ce dispositif à l'avantagede recréer les conditions en pression et en vitesse similaires à celle de l'usinage. Un systèmetribologique fermé est étudié dans notre cas. Un temps d'essai de l'ordre de deux minutesest susant pour évaluer le coecient de partage ainsi que le coecient de frottementapparent. Comme le montre la gure 3.18, une surface inclinée est étudiée, elle reproduitla surface engendrée par une plaquette grande avance inclinée à 19qui est l'angle moyende la campagne d'essai numéro 3. Une rotation du disque en composite est eectuée defaçon à positionner le pion perpendiculairement à la surface. Les eorts de coupe ainsi quela température dans le pion sont relevés lors de l'essai à l'aide respectivement d'une tabledynamométrique et de deux thermocouples insérés dans le pion.

170


Figure 3.18 Photos du banc d'essai de frottement adapté sur une machine PCI météor10

Détermination du coecient de frottement apparent :Le coecient de frottement apparent entre le pion en carbure de tungstène et lecomposite carbone/époxy est déduit du relevé des eorts de frottement. La gure3.19 montre les résultats obtenus lors des trois essais de répétition. Le coecientde frottement apparent est calculé selon des lois de Coulomb, qui est le rapport del'eort tangentiel sur l'eort normal. Ce rapport est calculé pour deux vitesses defrottement et renseigné dans le tableau 3.5.

171


Figure 3.19 Relevé d'eorts lors du frottement d'un pion carbure sur une plaque com-posite T800S/M21 (plan incliné à 19)

Table 3.5 Comparaisons des résultats obtenus dans l'étude pour un système pions-disque(carbure fritté sur composite carbone époxy T800S/M21) et des résultats obtenus dans lestravaux de [Mondelin et al., 2010] pour le frottement d'un pion en diamant polycristallinsur un composite carbone/époxy T800S/M21.

Résultats de l'étude

Vitesse de frotte-ment (m/min)

Coecient de frot-tement apparent

Inclinaison bre()

100 0,130 19

200 0,130 19

Résultat des travauxde [Mondelin et al., 2010]

Vitesse de frotte-ment (m/min)

Coecient defrottement appa-rent PCD-C/ép

Inclinaison bre()

10 0,102 0

20 0,103 0

10 0,092 90

20 0,094 90

Les résultats obtenus sont proches de ceux relevés par [Mondelin et al., 2010], unepremière observation consiste à dire que l'orientation des bres à peu d'inuence surla valeur du coecient de frottement apparent. D'autre part, la vitesse de frottementinue également peu sur ce coecient.

172


Dans la suite de la démarche, la valeur µC−C=0,13 sera utilisée dans le calcul depuissance thermique.

Détermination du coecient de partage du ux :L'obtention du coecient de partage du ux lors du glissement d'un pion en car-bure de tungstène sur un composite carbone/époxy T800S/M21, est réalisée en deuxétapes. La première nécessite de mesurer la quantité de ux traversant l'outil, notéeΦinpion, au cours de l'essai, puis d'appliquer les lois de Fourier pour retrouver leux traversant le pion. La seconde étape consiste à réaliser un bilan thermique surle pion an de calculer la puissance thermique, notée Φtotalpion−disque, engendréepar le frottement. Dans ce cas, l'hypothèse est faite que toute la puissance méca-nique de frottement est dissipée en chaleur. Enn le rapport du ux Φinpion surΦtotalpion−disque indique la part du ux cédée au pion.

Mesures de température dans le pion :La gure 3.20 montre les relevés des températures lors des trois essais de frottement.Deux mesures ont été eectuées à l'aide de deux thermocouples insérés dans le pion à4 mm de distance l'un de l'autre. Les résultats sont représentés en termes de moyennesur les trois essais de répétition sur la gure 3.20. Deux informations sont tirées deces essais : le ux thermique traversant le pion et la température à l'interface. Le uxthermique est déduit de la diérence de température au régime stationnaire selonl'équation de loi de Fourier (3.24) :

Φinpion = λCw,100C .Spion.(T1− T2)

dx= 95, 03.5, 026.10−5.

28

0, 004= 33, 43 W

(3.24)avec Spion : la section en mm2 du pion et dx la distance entre les points de mesure.La température à l'interface est calculée à l'aide d'un algorithme d'inversion par vo-lumes nis issu des travaux de [Taler et Piotr, 2006]. Le résultat obtenu est tracésur la gure 3.20. La démarche de calcul est présentée sur la gure 3.21 et est dé-veloppée en annexe H. Ce type de calcul par méthode inverse permet de calculer latempérature à l'interface du système étudié, cependant il nécessite deux mesures detempérature, ce qui compromet l'utilisation de cette méthode pour une opérationd'usinage car l'espace dans la plaquette est très réduit. Le résultat obtenu montreune diérence de température entre Tsurf et T1 de 6C au régime stationnaire, ce quipeu s'expliqué par la distance faible entre le point de mesure T1 et l'interface établieà 0,5 mm.

173


Figure 3.20 Valeurs moyennes de température dans le pion de frottement

Figure 3.21 Schéma des étapes de l'algorithme Matlab pour calculer φin et Tsurf à partirdes signaux T1 et T2

Bilan thermique du pion en frottement :La quantité de ux traversant le pion en carbure fritté étant connue de part leparagraphe précédent, le coecient d'échange thermique est déduit du rapport decette valeur et de la puissance thermique mise en jeu dans le processus de frottements.

174


Un bilan de puissance est réalisé à l'interface de frottement selon l'équation (3.25)en supposant que toute l'énergie de frottement est dissipée en chaleur :

Pthermique = αe.Φtotalpion−disque = T.Vfr =21.100

60= 35W (3.25)

avec αe=1 qui est la part de puissance dissipée en chaleur, Vfr qui est la vitesse defrottement et T l'eort tangentiel. Le rapport de la relation (3.26) nous informe surle coecient de partage thermique entre le carbure et le composite carbone époxypour une vitesse de frottement de 100 m/min. Ce rapport proche de 1 indique que laquasi totalité du ux thermique généré lors du frottement est dissipé à travers l'outil.Ce résultat ne tient pas compte des déperditions de chaleur par convection entre lespoints de mesures et le point de frottement qui sont considérées comme négligeablesétant donnée la faible distance séparant ces deux points.

βC−C(Vc = 100 m/min) =Φinpion

Φtotalpion−disque= 0, 96 (3.26)

Le tableau 3.6 récapitule les résultats obtenus en termes de coecient de partage deux pour deux vitesses de frottement Vfr = 100 m/min et Vfr = 200 m/min.

Table 3.6 Tableau récapitulatif des résultats du coecient de partage du ux thermique

Résultats de l'étude pion-disque

Vitesse defrottement(m/min)

Coecient departage du uxthermique

Température àl'interface

Inclinaisonbre ()

100 0,960 160 19200 0,860 200 19

Conclusion et discussion des essais pion-disqueLa campagne d'essai de frottement pion-disque a mis en évidence deux grandeurs :le coecient de frottement apparent carbure fritté sur un composite carbone époxyet le coecient de partage thermique entre ces deux matériaux.Concernant le coecient de frottement, la faible valeur mesurée se rapproche desobservations faites dans les travaux de [Mondelin et al., 2010], cette valeur est trèsinférieure à celles généralement trouvées pour le frottement métal sur métal (parexemple pour le frottement du revêtement TiN sur acier 27MnCr5, µapp=0,45 ob-tenu dans les travaux de [Zemzemi, 2007]).Concernant les valeurs de coecient de partage de puissance thermique, il a été ob-servé la diminution de ce dernier lors de l'augmentation des vitesses de frottement.Ceci s'explique par la température à l'interface de frottement qui avoisine la tem-pérature de transition vitreuse de la résine, ce qui créer un ramollissement local dela matière et la génération de bourrelets latéraux qui augmente la part de chaleurdissipée dans le matériau.

175


3.4.2.2 Bilan thermique sur la plaquette d'usinage

Un bilan thermique sur toutes les conditions du plan d'expérience numéro 3 est réa-lisé an de quantier la part de densité de ux traversant l'outil par une méthode semi-analytique. Les résultats de ce paragraphe seront par la suite comparés à ceux obtenus parla méthode semi-numérique.En faisant l'hypothèse que l'ensemble de la puissance du processus de coupe est transfor-mée en chaleur, la part du ux thermique transmise à la plaquette, Φm−o, sur une face, Aen frottement s'écrit :

Φm−o =1

SA.NA.µc−c.V c.βc−c(V c) (3.27)

avec µc−c et βc−c(Vc) respectivement le coecient de frottement apparent d'un carburefritté sur un composite T800S/M21, et le coecient de partage du ux entre ces matériauxà une vitesse de frottement Vc.Les coecients µC−C et βc−c(Vc) ont été préalablement évalués dans le cadre de l'essaide frottement pion-disque décrit au paragraphe 3.4.2.1. De plus, les surfaces d'échangesconsidérées ont été dénies dans le paragraphe 3.4.1.1, elles sont au nombre de quatre, laface de coupe, Sface, la face de dépouille de l'arête, Sdp−Kr, la face de dépouille du plat,Sdp−plat et la face de dépouille du planage en frottement Sdp−plat−fixe, leurs dimensions estrenseignées dans le tableau 3.7. Les eorts normaux restent à déterminer, ils feront l'objetde ce paragraphe.

Evaluation des eorts normaux appliqués sur les surfaces d'échanges :

Eort normal appliqué sur Sdp−plat−fixe :L'eort normal s'exerçant sur la surface de dépouille du plat de planage est dissociédu reste des eorts. Pour cela, le signal des eorts est analysé dans un repère xe(Fxf , Fyf , Fzf ), la valeur de l'eort en Fzf est relevée lorsque la plaquette ne formeplus le copeau mais est en frottement sur la matière. A cet instant, le ux thermiques'exerce sur la surface Sdp−plat−fixe dénie par la largeur de frottement du plat deplanage et l'usure Vb du planage. La largeur de frottement du plat de planage notéeLfrot est xe pour toutes les conditions car elle est propre à l'angle de dépinçage duplat qui est équivalent pour ces plaquettes.Dans notre conguration, pendant 1/4 de la rotation de la fraise, la plaquette génèreun copeau, le quart suivant la plaquette frotte sur la matière, le reste du tour s'eectuehors matière. Ainsi la gure 3.22 montre le relevé d'eort eectué sur la conditionN5 (Kr=31,2, ER=25 µm), la valeur de l'eort normal sur la plat de planage lorsde cet instant est pris égale à 10 N. Cette valeur est ensuite retranchée pour l'analysedu signal lors de la formation du copeau. L'eort tangentiel à la surface Sdp−plat−fixenoté Npf est déduit de l'équation (3.28). Nous noterons par la suite Np,Npf , Nk etNc l'eort normal appliqué respectivement sur : la dépouille du plat de planage, lasurface Sdp−plat−fixe, la dépouille de l'arête principale et la face de coupe.

176


Figure 3.22 Principe d'évaluation de l'eort normal en dépouille du planage, appliquéà la condition N5 (Kr=31,2, ER=25 µm)

Tpf = µc−c.Npf (3.28)

avec Vc=200 m/min, µc−c=0,13.

Eort normal appliqué sur Sdp−plat :La composante Fzf au cours de la formation du copeau peut se décomposer en deuxcontributions égales, celle du plat de planage et celle de l'arête principale. Ainsi, lacontribution de l'eort Fzf sur Sdp−plat est considéré comme 50% de Fzf . L'avanceà la dent étant peu diérente de la largeur copeau, l'eort normal appliqué sur laface de planage Sdp−plat lors de la formation du copeau est considéré comme égal àl'eort normal s'exerçant sur la face de dépouille de l'arête principale Sdp−Kr.

Eort normal appliqué sur Sdp−Kr et Sface :Concernant les eorts normaux sur la face de coupe et sur la face de dépouille del'arête principale, ils sont calculés à l'aide des équations du principe fondamental dela statique appliqué sur l'arête de l'outil. L'annexe G présente la méthode de calcul.Nous utiliserons les équations (3.29) et (3.30) avec γn=23, pour déduire les valeursdes eorts normaux sur respectivement la face de coupe et la face de dépouille del'arête principale. L'intensité des eorts F4cy et F4cx sont recalculées en retranchantles contributions des eorts sur Sdp−plat et Sdp−plat−fixe. Ces valeurs sont récapituléesdans le tableau 3.8. An de palier à l'évolution non constante des eorts due àl'épaisseur progressive du copeau, nous prendrons une valeur d'eort moyenne entrele copeau maximum et le copeau mimimum.

177


Nf =F4cx.µc−c − F4cy

µc−c.(cos(γn).µc−c − sin(γn))− sin(γn).µc−c − cos(γn)(3.29)

Nk =(cos(γn).F4cy − sin(γn).F4cx).µc−c − cos(γn).F4cx − sin(γn).F4cy

µT800S/M21.(cos(γn).µc−c − sin(γn))− sin(γn).µc−c − cos(γn)(3.30)

Table 3.7 Valeurs des surfaces d'entrées suivant la gure 3.14 page 167Conditions

Paramètres N1 N33 N5

Kr () 4,7 18 32,5h (mm) 0,25 0,25 0,25

Fz (mm/tr) 3,05 0,81 0,47Vb (mm) 0,11 0,15 0,12w (mm) 3,17 0,84 0,48

Lfrot (mm) 1,50 1,50 1,50Vb plat xe (mm) 0,110 0,050 0,025

Sdp−plat−fixe 0,05.1,5 0,05.1,5 0,05.1,5Sdp−plat 3,05.0,11 0,81.0,15 0,47.0,12Sdp−Kr 3,17.0,11 0,84.0,15 0,48.0,12Sface 3,17.0,25 0,84.0,25 0,48.0,25

Table 3.8 Résultat du calcul des eorts normaux et tangentiels sur les quatre surfacesd'entrées

unités () (µm) (N)

Conditions Kr ER F4cx,moy F4cy,moy Nc Nk Np Npf Tc Tk Tp Tpf

N1 4,7 25 41,0 61,0 55,3 56,0 43,8 45,0 7,19 17,8 5,70 5,85

N21 11,0 15 46,7 50,7 44,3 58,7 51,0 28,0 5,76 16,9 6,63 3,64

N22 11,0 35 42,7 52,7 46,8 55,4 46,2 40,0 6,09 17,3 6,00 5,20

N31 18,0 44 34,7 43,0 38,2 45,0 41,0 35,0 4,97 14,5 5,33 4,55

N32 18,0 7 44,3 43,0 37,0 54,4 51,3 20,0 4,81 15,6 6,67 2,60

N33rep1 18,0 25 38,3 41,7 36,4 48,2 40,0 25,0 4,74 13,3 5,20 3,25

N33rep2 18,0 25 28,0 44,7 40,8 39,0 34,8 30,0 5,30 16,1 4,53 3,90

N33 18,0 25 36,3 43,0 38,0 46,6 40,2 30,0 4,94 14,2 5,22 3,90

N41 26,0 35 25,0 31,0 27,6 32,5 25,7 25,0 3,58 8,89 3,34 3,25

N42 26,0 15 23,3 30,7 27,5 30,8 27,5 18,0 3,57 9,40 3,58 2,34

N5 31,2 25 15,8 17,7 15,5 20,0 7,7 10,0 2,02 3,23 1,00 1,30

Détermination du ux surfacique à travers les surfaces d'entréesL'application de l'équation (3.27) en prenant µc−c=0,13 et βc−c(200 m/min)=0,86,nous donne les valeurs du ux en entrée à travers chaque surfaces de frottement. Lagure 3.23 présente les résultats pour chaque condition.

178


Figure 3.23 Valeurs des ux thermiques surfaciques à travers les quatre surfaces d'entrées

L'évolution globale des densités de ux suit sensiblement l'évolution des eorts decoupe présentés en paragraphe 2.2.5. En comparant les conditions aux mêmes Kr,la quantité de ux traversant la dépouille du plat de planage augmente pour uneaugmentation du rayon d'arête, ce phénomène peut s'expliquer par l'aaissement dela capacité de coupe avec l'augmentation du rayon d'arête, la matière est alors écraséeplutôt que coupée.Concernant les densités de ux à travers les dépouilles de l'arête principale et celledu plat de planage, ces derniers suivent une évolution de plus faible amplitude parrapport à la quantité de ux traversant Sdp−plat−fixe. De plus, une évolution inversepar rapport au rayon d'arête se dessine, par exemple entre une conguration Kr =18 avec ER = 44 µm et Kr = 18 avec ER = 7 µm, la part du ux traversantla dépouille de l'arête principale à ER = 7 µm est 17% plus élevée par rapport àl'arête ER = 44 µm. Dans le cadre des faibles rayons d'arête le mode principal defracture des bres est le cisaillement, une élévation du ux transmis à l'outil dans cecas pourrait traduire d'une élévation de la chaleur due au cisaillement des bres.

3.4.3 Comparaisons des résultats numériques et semi-analytiques

An de vérier la cohérence des résultats du modèle numérique, nous procédons à unecomparaison des ux trouvés en entrée du modèle numérique pour atteindre la températureTmesure au régime stationnaire et des ux trouvés par méthode semi-analytiques. Le tableau3.9 récapitule les résultats pour trois conditions, N1, N33, N5.

179


Ces trois conditions ont pour seul paramètre variable, l'angle d'attaque, respectivementKr=4,7, Kr=18et Kr=31,2. L'erreur comparative entre les calculs semi-analytiques etnumériques qui est inférieure pour les trois conditions à 10% indique une bonne corrélationentre ces résultats.

Table 3.9 Tableau comparatif des ux thermiques obtenus par méthode analytique etpar méthode numérique, Φf,simu est la quantité de ux paramétré en entrée pour atteindreTetabli,mesuree,extrapolee, e∑φ est l'erreur entre le ux paramétré dans le modèle numériqueet le ux évalué par le calcul de puissance

Unités Conditions N1 N33 N5() Kr 4,7 18 31,2

(C) Tetabli,simulee 72 62 40

(C) Tetabli,mesuree,extrapolee 74 66 41

erreur entre Tsimulee etTmesuree au régime établi

eT,etabli 2,7% 6% 2,4%

(W/m2)

φdp,simu 6, 50.107 1, 70.108 1, 250.108

φd,simu 6, 50.107 1, 70.108 1, 250.108

φk,simu 6, 50.107 1, 70.108 1, 250.108

φf,simu 6, 50.107 1, 70.108 1, 250.108∑Fsimu 2, 60.108 6, 80.108 5.108∑Fcalcule 2, 63.108 6, 88.108 4, 90.108

erreur entre ux simulé etcalculé en %

e∑φ 1,1% 1,2% 2%

(sec) temps de simulation 14 14 14

(min) temps de résolution 530 530 312

(C)Tmoy,ap face de dépouille del'arête principale

128 111 64

(C)∆Tmoy,p face de dépouillearête principale

551 859 690

L'intérêt porté à la simulation numérique est l'apport d'informations supplémentaires,notamment la température aux interfaces, cette information est en eet dicilement at-teignable par une méthode analytique. Les colonnes Tmoy,ap et ∆Tmoy,p représentent doncrespectivement la température moyenne apériodique de la face de dépouille et l'amplitudedu signal périodique en température, ces deux informations sont relevées au régime établi.L'évolution du signal périodique en température à l'interface est représentée sur la gure3.24, le signal peut se décomposer en signal apériodique et signal périodique. Par ailleurs, leprocédé d'obtention de la température moyenne est réalisé en sélectionnant une quantité den÷uds également répartie dans le sens de l'usure Vb. De plus, nous avons choisi d'observerla réponse en température sur la face de dépouille de l'arête principale car cette face esten contact directe avec la matière composite et pour laquelle l'eort normal est le plus élevé.

180


Les résultats montrant l'évolution de la température apériodique moyenne en dépouilleen fonction de l'angle d'attaque sont représentés en gure 3.25. La température à l'in-terface en dépouille de l'arête principale est maximum pour la conguration à Kr=4,7.Cependant, sur cette même gure est représenté les variations périodiques de la tempé-rature, les amplitudes de température sont diminuée de 20% entre Kr=4,7et Kr=31,2,ce qui indique que la géométrie à faible angle d'attaque sollicite moins l'arête en fatiguethermique.

En conclusion, la quantité de ux surfacique transmise à la plaquette pour la géométrieKr=4,7est 47% plus faible que la géométrie Kr=31,2. Nous expliquons cette diminutionpar une diminution des eorts spéciques de coupe mais également par l'interaction ducopeau dans les échanges thermiques qui est plus prononcées dans le cas Kr=4,7, commeil a été démontré dans la partie 2.2.1.2 puisque le copeau formé est non fractionné. Auniveau des températures à l'interface, les pics de température sont plus élevés pour lagéométrie Kr=31,2. Ce résultat est expliqué par la dimension de la surface d'interactionqui est plus faible pour les forts angles d'attaque.

Figure 3.24 Évolution de la température à l'interface avec mise en évidence des partiespériodiques et apériodiques

181


Figure 3.25 Évolution des amplitudes périodiques de température à l'interface de dé-pouille de l'arête principale en fonction de l'angle d'attaque issue de la simulation

3.4.3.1 Discussion

Les résultats obtenus précédemment montrent une dépendance de l'angle d'attaque surles variations de température à l'interface. Ce phénomène n'a pas été mis en évidence dansles essais présentés en paragraphe 3.3 dans lesquels la température de la matière a étérelevée par caméra infrarouge. Pourtant certaines constatations comme la brûlure de lamatière ou l'usure importante de l'arête pour les conditions à plus fort angle d'attaquelaissaient penser que ces géométries dégradent plus rapidement la matière usinée.Le plan d'essai numéro 3 conçut pour évaluer l'impact thermique des géométries a faitressortir des valeurs d'eorts spéciques qui sont moins élevées dans le cas des anglesd'attaques faibles. Ces résultats vont dans le sens d'une géométrie moins génératrice dechaleur. De plus la quantité de ux surfacique traversant les interfaces de contact outil-matière est moins élevées pour les géométries grandes avances. Ceci est expliqué par unepartie du ux qui est cédée au copeau qui dans ce cas n'est pas fractionné.De plus la densité de ux traversant l'outil est répartie sur une grande surface, ce qui apour eet d'augmenter plus rapidement la température de l'outil (comme observé sur lagure 3.15 et les gures 3.26, 3.27 et 3.28) et de garder une petite quantité de densité deux qui est transmise à la matière. La géométrie grande avance, dans notre cas Kr=4,7,est la condition qui a le moins impactée thermiquement la matière. Enn les résultats surles uctuations de température à l'interface montrent que l'angle d'attaque faible abaissel'amplitude des uctuations de température comme observé sur la gure 3.25, ce qui estintéressant pour préserver la plaquette de la fatigue thermique.

182


Figure 3.26 Capture d'écran du modèle numérique de la condition N1 pour la solicitationmaximum en température.

Figure 3.27 Capture d'écran du modèle numérique de la condition N33 pour la solici-tation maximum en température.

183


Figure 3.28 Capture d'écran du modèle numérique de la condition N5 pour la solicitationmaximum en température.

3.4.4 Conclusions

Pour conclure sur cette troisième partie, une étude thermique a été menée sur une pla-quette d'usinage par l'intermédiaire d'expérimentations et de calculs numériques et analy-tiques. Dans un premier temps, l'évaluation des températures sur la matière usinée en nd'usinage est relevée par caméra infrarouge. Les résultats de cette campagne ne permettentpas de conclure sur l'impact des géométries sur l'endommagement thermique de la matrice,même si les eorts spéciques de coupe de la géométrie Kr=19sont 50% plus faibles queceux de la géométrie Kr=60. Dans le but de comprendre les échanges thermiques mis enjeu entre l'outil et la matière, une campagne d'essais a été réalisée suivant le plan d'es-sais numéro 3. Dans cette expérimentation, la température dans l'outil au cours des essaisest mesurée par un thermocouple. An de quantier la valeur du ux traversant l'outil etd'évaluer la température à l'interface outil-pièce. Deux méthodes sont comparées.

La première consiste à réaliser un modèle numérique de l'outil et de retrouver latempérature au point de mesure par ajustages successifs du ux thermique d'entrée.

La seconde méthode se focalise sur le bilan thermique du processus de coupe, à l'aidede l'enregistrement des eorts in situ. An de mener à bien cette méthode, des essaistribologiques pion-disque sont réalisés dans le but d'évaluer à la fois le coecient defrottement apparent du carbure fritté sur composite C/ép, et le coecient de partagethermique entre ces matériaux.

Ces deux démarches ont chacune leurs avantages et leurs inconvénients. Comparative-ment à la démarche semi-analytique, la méthode semi-numérique présentée dans ce mé-moire apporte beaucoup plus d'informations sur l'état thermique de l'outil et notammentla température à l'interface.

184


Cette dernière information est très importante lors d'un usinage de matériaux compo-sites, puisque cette température nous informe sur la sollicitation thermique du matériauusiné et également l'aspect fatigue thermique du matériau de coupe.

Dans la partie bibliographique, la méthode par établissement de la fonction de transfertthermique de l'outil est précise et ore de bons résultats. Cependant, d'un point de vueconception d'outil et coût de développement, cette démarche impose de fabriquer diérentsprototypes d'outil an d'évaluer la fonction de transfert. Dans le cas des modèles numé-riques, ces derniers orent la possibilité de tester une nouvelle forme sans fabrication decette dernière.

La méthode par calcul de la puissance thermique du processus de coupe ore la pos-sibilité de discrétiser les quantités de ux traversant chaque interface. Le temps de calculest quasiment instantané par rapport à la méthode semi-numérique puisque seul l'analysedes eorts de coupe est à prendre en compte. Quant aux essais de frottements pion-disque,ils sont valables pour un couple de matériaux, ils peuvent donc être utilisés pour toute lacampagne sur le même matériau.

A travers ces méthodes, trois géométries ont été comparées (N1 avec Kr=4,7, N33avec Kr=18et N5 avec Kr=31,2). Les résultats qui sont proches dans le cas des deuxméthodes (<10% d'erreur), nous montrent que la géométrie grande avance est à faiblegénération de chaleur. La dissipation de la chaleur dans l'outil implique une sollicitationfaible pour la matière usinée. Cette faible sollicitation en température est d'autant plusimportante lorsque des composites à matrice thermodurcissables sont usinés.

185

Conclusion générale

L'usinage des matériaux composites est réalisé industriellement depuis une quarantained'années, cependant le nombre de contributions scientiques n'a fortement augmenté quedepuis les dix dernières années. En aéronautique, le perçage des structures composites d'unavion est l'opération la plus commune, elle représente plus de 50% de toutes les opérationsd'usinage recensées sur le composite. Ce mémoire apporte non seulement une méthodolo-gie de conception d'un outil coupant mais aussi des pistes d'amélioration de conceptiond'un outil dédié aux opérations de surfaçage. Les opérations de surfaçage sur des maté-riaux composites trouvent leurs utilités dans la génération de surfaces fonctionnelles pourun futur assemblage mais également dans la préparation de surfaces pour un collage ouune réparation. Aujourd'hui de nombreux produits sont exploités industriellement pourle surfaçage comme des fraises à concrétions diamantées ou des fraises de surfaçage à in-serts en diamant polycristallin inspirées de l'usinage d'aluminium. Cependant peu d'étudesscientiques ont été recensées dans ce domaine. Deux problématiques sont traitées dans cemémoire : quelles sont les conséquences d'un usinage sur la qualité de la matière usinée ?et d'autre part, comment limiter l'usure rapide en abrasion des outils de coupe ? De plus,l'enjeu de ces travaux de thèse, en collaboration avec le groupe SANDVIK, à consister àtrouver des solutions diminuant le coût global de l'opération tout en gardant un niveau dequalité d'usinage respectant des critères aéronautiques.

Ces deux problématiques ont été déduites de l'étude bibliographique qui s'intéresse nonseulement à la matière composite mais aussi aux aspects de l'usinage. Le domaine aéronau-tique trouve un intérêt particulier à l'utilisation de ces matériaux car ces derniers apportentde réels gains en masse et en performances mécaniques. Cependant les opérations d'usinagede nition ne doivent pas altérer les caractéristiques mécaniques élevées du matériau. C'estpourquoi, dans certains cas, la durée de vie de l'outil coupant est volontairement sous ca-librée an d'éviter toute apparition de défaut sur la matière. Cette technique implique uncoût de l'outil élevé. En eet l'outil peut être arrêté lorsque un délaminage, un écaillage, unedégradation de la rugosité ou une dégradation thermique apparaît. Tous ces défauts sontpassés en revue dans la partie bibliographique, l'hétérogénéité du matériau rend en eetdicile l'usinage de ce dernier. La matrice a un comportement souple tandis que les bresont un comportement fragile. Plusieurs paramètres du matériau sont à surveiller avant etpendant l'usinage comme le type de bres qui inuence le comportement en cisaillement dumatériau. La fraction des bres donne des indications sur le taux d'abrasion du matériau.

186


La température du processus du coupe qui ne doit pas dépasser la température detransition vitreuse de la résine thermodurcissable, sous peine d'altérer irréversiblementles liaisons polymères. D'autres paramètres liés à la conception du matériau comme lesorientations des bres inuencent également la découpe du composite, ce phénomène estmis en évidence dans les travaux de [Wang et al., 1995] et [Ramulu, 1997] qui introduisentdes modes de coupe. Enn l'étude de l'usinabilité des composites doit s'attacher à décrirele comportement de l'outil vis-à-vis de chaque dégradation possible, c'est pourquoi desauteurs comme [Rawat et Attia, 2009a] exploitent des cartes d'usinabilité qui représententau mieux la qualité de coupe d'une géométrie.

L'usinabilité d'un composite T800S/M21 est étudiée dans la seconde partie de cetteétude, les impacts des géométries d'arête sur les eorts de coupe, la qualité de coupeainsi que l'usure ont été analysés à diérentes échelles, mésoscopiques (angles de coupe,angles d'attaque, rayon d'arête), microscopique (revêtement diamant) et macroscopique(trajectoire d'outil). D'un point de vue général, la faible quantité de matière disponible pourdes essais d'usinabilité sur des nouveaux matériaux, impose de réduire le nombre d'essais,c'est pourquoi trois plans d'expériences ont été réalisés. Le choix sur les plans d'expériencess'est orienté sur des plans composites centrés puisque ces derniers orent la possibilité dereprésenter les résultats sous forme de surface de réponse et restent statistiquement viablesdu fait des répétitions des conditions centrales. De plus une méthodologie pour dénir ladimension du copeau minimum en très peu d'essais est proposée et présente des avantagessur le temps et le coût d'évaluation du copeau minimum comparativement à la méthodedu Couple-Outil-Matière.

Les résultats comparatifs entre une géométrie grande avance avec un angle d'attaque à19et une géométrie d'angle d'attaque à 60ont montré une diminution des eorts spéci-ques de coupe pour la géométrie grande avance de l'ordre de 50%. Ce résultat est expliquépar la conjugaison de deux phénomènes qui sont d'une part la longueur de exion des bresqui est supérieure dans le cas des géométries grandes avances et le faible endommagementsubsurfaciques de cette dernière géométrie. L'utilisation de l'angle d'attaque à 19contri-bue à une rupture fragile et plus ecace énergiquement que la géométrie avec un angled'attaque de 60. Un modèle d'eort de coupe est présenté de ce mémoire, il prend enconsidération l'angle d'attaque qui a pour eet de déphaser l'évolution sinusoïdale des ef-forts par rapport à l'angle entre le vecteur vitesse et la direction des bres. Ce déphasageest évalué à 45 contrairement aux congurations de coupe en rabotage relevées dans labibliographie qui font état d'un pic d'eorts pour un angle de 135entre le vecteur vitesseet la direction des bres.

Pour conclure sur les relevés d'eorts eectués dans l'étude, une conguration qui agénérée le moins d'eorts de coupe est un angle d'attaque à 5et 30, un angle de coupe à25doté d'un rayon d'arête de 25 µm. Cette conguration semble stable en termes d'eortsce qui a été également observé lors de la comparaison des revêtements diamant.Par ailleurs,le revêtement microcristallin d'épaisseur 16 µm ore un compromis entre usure et eorts decoupe. Enn les conditions de coupe optimales pour cette géométrie sont présentées dansl'étude par l'intermédiaire d'une stratégie de coupe pour laquelle l'usure et les eorts surl'arête sont les plus faibles. En eet un usinage en avalant, sur 50% du diamètre engagéet sur une profondeur de passe égale à 2 plis (45et 90entre la direction des bres et ladirection d'avance) ore 30% de durée de vie en plus pour l'outil.

187


Cette stratégie est uniquement applicable dans le cas de l'usinage de composites stra-tiés.

Les niveaux de qualité atteints par les géométries grandes avances ont montré de faiblesécaillages pour des épaisseurs de copeaux inférieures à 0,2 mm et aucun écaillage pourdes épaisseurs copeaux inférieures à 0,1 mm. De plus, aucun délaminage n'a été observépour les angles d'attaque inférieurs à 30, ce qui conforte l'utilisation de ces géométriespour l'usinage de composites. Par ailleurs, la rugosité de surface est améliorée avec desrayons d'arête élevés, de ER=25 µm à 35 µm, ce résultat conforte l'intérêt d'utiliser desrevêtements épais. Cependant une limite apparaît pour les ER supérieurs à 35 µm, au-delà de cette valeur, des endommagements thermiques sont observés. Sur ce dernier pointd'autres essais doivent être réalisés pour dénir cette limite. De plus, une proposition d'unnouveau critère de rugosité est discutée. Ce dernier prend en compte l'orientation des bres,la fraction des bres, ainsi que le diamètre des bres, ce critère perfectible ore la possibilitéde comparer deux mesures de rugosité eectuées sur un composite sur des orientations debres diérentes.

L'impact des géométries sur les échanges thermiques fait l'objet d'une troisième partiedans ce mémoire. En eet la dégradation thermique de la résine est un facteur limitantl'usinage des composites. Trois angles d'attaque sont comparés dans cette partie au niveaude leur impact thermique, Kr=4,7, Kr=18et Kr=31,2. La bibliographie fait part d'unediminution de l'impact thermique sur la matière pour les fortes avances selon les travaux de[Guegan et al., 1992], ce qui met en avant l'utilisation des géométries grandes avances. Deuxméthodes d'identication du ux thermique sont comparées dans cette partie, une méthodesemi-numérique et une méthode semi-analytique. La méthode semi-numérique apporte unratio coût-temps-informations plus élevé que la méthode semi-analytique. Cependant cesdeux méthodes sont utiles pour corréler les résultats et valider le modèle numérique. Parla suite le modèle numérique ore l'avantage de tester numériquement diverses solutionsde conception sans l'expérimentation.

La densité de ux transmise à la plaquette pour la conguration d'angle d'attaque de4,7a obtenu la valeur minimum comparée aux autres géométries, ce qui montre le faibleimpact thermique des faibles angles d'attaque sur la matière. Il est à noter que les prises demesure par caméra infrarouge n'ont pas donné d'indications précises sur l'impact des géo-métries sur la matière. Seule la méthode par mesure de température dans la plaquette parthermocouple couplée à un modèle numérique a oert la possibilité de mettre en évidencece phénomène.

Enn la dernière partie de ce mémoire met en application les observations eectuéeslors de l'étude. Un outil prototype a été réalisé pour une application de surfaçage. Lespremiers tests d'évaluation de la géométrie ont donné des résultats concluants, ce qui aconduit à une démarche de dépôt de brevet qui est en cours.

188

Perspectives

En termes de perspectives, diérentes limites devraient être testées sur les outils grandesavances an d'évaluer les rayons d'arête et les conditions de coupe pour lesquelles le dé-laminage apparaît. De même pour les limites en qualité de surface et en dégradationsthermiques, à partir de quel rayon d'arête ces défauts apparaissent-ils ? D'un point de vuethermique, la méthode semi-numérique développée ore la possibilité d'étudier la fatiguethermique sur l'arête de coupe. Enn cette étude a montré l'inuence de l'angle d'attaquesur la formation du copeau lors de l'usinage de composite carbone/époxy, les résultatsexpérimentaux pourront servir par la suite de données de validation pour une étude nu-mérique du processus de coupe. De plus, la partie 3 de ce mémoire ouvre des perspectivesdans l'étude des échanges thermiques lors de l'usinage des matériaux composites qui sontcomplexiés par les modes de coupe des bres du matériau.

189

Annexes

190

A Bilbiographie matière

Les bres de verre

Les bres de verre sont les bres les plus utilisées dans le monde, grâce à leurs atoutséconomiques et à leurs assez bonnes propriétés mécaniques et thermiques. Il existe plusieursnuances de constituants de base pour créer une bre de verre et ces dernières sont classéesselon des lettres par exemple : E, D, A, C, R et S... Ces familles ont été créées dans le butde répondre aux diverses problématiques, chaque type de verre trouve une application dansune problématique au détriment d'une autre. Les diérentes fonctions recherchées peuventêtre : Les performances mécaniques, la résistance à l'eau, La protection de l'environnement,l'aptitude au brage...[Berthereau et Dallies, 2008].

Quelques exemples d'applications : Verre E : isolation électrique, 95% du marché des bres de verre Verre D : radôme (propriété diélectrique, transparent aux ondes) Verre A : voile de meule abrasive Verre C : résistance chimique, revêtement mural ou de bitume Verre R et S : pâles d'hélicoptère, d'éolienne, blindage

La mise en forme des bres de verre

Majoritairement constitué de SiO2, le verre est porté jusqu'à son point de fusion et ilest ensuite extrudé sur une lière. Le verre est ensuite étirer à chaud jusqu'à son diamètrenal. Enn il est refroidi rapidement pour éviter la formation de cristallinités, source defragilité. Les bres sont nalement regroupées en mèches de 50 à 4000 laments par mèches.

Les propriétés mécaniques

La résistance à la rupture des bres de verre peut atteindre jusqu'à 500 fois celle duverre massif. Le tableau A.1 présente les caractéristiques mécaniques des bres nues.

191

ANNEXES

Table A.1 Caractéristiques mécaniques des laments vierges (bre de verre) extrait de[Berthereau et Dallies, 2008]

CaractéristiquesTypes de verre

E D A C R S

Contraintes à la rupture en traction(Mpa)

3200 à 3400 2500 3100 3300 4400 4600

Module d'élasticité en traction(Gpa)

72 à 73 55 71 70,3 86 87

Taux d'allongement à la rupture entraction (%)

4,6 à 4,8 4,5 4,5 4,8 5,2 5,4

La bre de verre est une bre très bon marché, elle est aussi la bre la plus utiliséedans le monde, son caractère abrasif se rapproche cependant du carbone ce qui pose desproblèmes d'usure rapide des outils de coupe. Le caractère isolant et neutre de la bre est undes gros avantages en termes de propriété électrique et chimique contrairement aux bresde carbones qui elles interagissent avec les métaux. Enn ces bres sont incombustibles etn'émettent pas de fumée ou de vapeur toxique. Le point de ramollissement des bres estsitué entre 550 et 900C.

Les bres d'aramides

Les bres d'aramides font partie de la famille des bres organiques synthétiques. Le motaramide vient de l'abréviation " Aromatic Polyamide ". Les bres d'aramides de couleursjaunes sont complémentaires aux bres de carbone car elles sont très résistantes aux chocsmais peu performantes en compression.

La mise en forme des bres d'aramides

Les bres sont issues de l'industrie chimique, elles sont le résultat d'une réaction de po-lymérisation dans laquelle le paraphényléne diamine réagit avec le chlorure de terephtalyledans un solvant organique. Le polymère obtenu est dissous dans l'acide sulfurique puis estextrudé, refroidit et bobiné. Les laments mesurent 12 µm de diamètre en moyenne et ilssont regroupés en mèches. A noter qu'il n'existe pas d'ensimage pour ce type de bre.

Les propriétés mécaniques des bres d'aramides

Dans le tableau A.2 sont indiquées quelques propriétés mécaniques des bres d'ara-mides. KEVLAR 29, 49 et 149 sont des nuances de matière développées par la sociétéDUPONT DE NEMOURS, inventeur de la bre d'aramide. La bre concurrente est labre de TWARON. Le kevlar possède un réseau de liaisons hydrogène entre les chaines po-lymère, ce qui lui confère une très grande rigidité, supérieur à celle de l'acier. De plus, lesbres d'aramides sont très cristallines, d'où leurs solidités et leurs résistances à la ruptureélevée.

192

ANNEXES

Table A.2 Caractéristiques mécaniques des laments vierges (bre d'aramide) donnéesdu fabricant Dupont de Nemours

CaractéristiquesNoms commerciaux

Kevlar 29 Kevlar 49 Kevlar149

Masse volumique(g/cm3)

1,44 1,44 1,44

Module d'élasticitéen traction (Gpa)

83 131 186

Contraintes à larupture en traction(Mpa)

3600 3850 3400

Taux d'allongementà la rupture en trac-tion (%)

4 2,8 2

Concernant la tenue au feu des bres d'aramide, la bre est auto-extinguible, ne fondpas et carbonise à 425C. Les émissions de fumée sont faibles. A 300C, la bre conserve80% des ses propriétés mécaniques. Le choix de la bre d'aramide s'impose en tant quechoix intermédiaire entre la bre de verre de résistance mécanique médiocre et la bre decarbone de résistance mécanique élevée. Parfois les bres d'aramides sont tissées avec desbres de carbone pour associer les qualités des deux bres à la fois.

Les autres types de bres

Les bres inorganiques synthétiques :

les bres de quartz se rapprochent des bres de verre dans leur composition et miseen forme, mais leur pureté (99,95% de SiO2) leurs permet d'admettre un ratio résis-tance/poids de meilleure qualité que le verre E ou S. On peut retrouver des compositesà bre de quartz pour des applications qui demandent des résistances mécaniques éle-vées et laissant passer les ondes radars comme par exemple les radômes.

Les bres de basalte qui ont des propriétés mécaniques proches des bres de verrehautes performances, leurs points forts résident dans leur utilisation à haute tempé-rature.

Les bres organiques synthétiques :

Les bres de polyéthylène haute ténacité qui restent très peu utilisées, mais ce sontles bres les plus légères et résistantes aux chocs, ainsi elles surpassent les bres dekevlar grâce à leurs rapport résistance/masse. Les bres fondent à 150C ce qui enfait une limite d'utilisation contraingante.

193

ANNEXES

les bres métalliques :

Les bres de bore se présentent sous forme d'un lament de tungstène auquel ondépose plusieurs couches successives de bore puis de carbure de bore. Leurs propriétéssont comparables à celles d'une bre de carbone cependant elles possèdent un coûtde fabrication élevé, une souplesse médiocre et une densité entre 2,6 et 3,5.

Les bres naturelles :

Les bres de lin sont extraites directement de la plante, puis misent en ÷uvre sousforme de bres. La plupart du temps les bres naturelles utilisées comme renfort dansdes composites à matrice polymère sont issues de l'industrie textile. Leurs propriétésmécaniques se situent juste en dessous du verre type E. On retrouve de plus en plusd'application dans l'automobile, la navigation et d'autres pièces non structurelles.

Fabricants Nom commercial Classe (1) Module (Gpa) Résistance àla rupture entraction (Mpa)

Allongementà la rupture(%)

Toray (Asie)Socar (Eu-rope)CFA (USA)

Torayca

T300 HR 230 3530 1,5T300J HR 230 4210 1,8T400H HR 250 4410 1,8T700S HR 230 4900 2,1T800H IM 294 5490 1,9T800S IM 294 5880 2T1000G IM 294 6370 2,2M40 HM 392 2740 0,7M40J HM 377 4410 1,2M46J HM 436 4210 1M50 HM 475 4120 0,8M55J HM 540 4020 0,8M60J HM 588 3920 0,7

Toho Tenax(Asie Europe)

Tenax HTA HR 235 3920 1,7

Betght

UT500 HR 240 5000 2,1IM400 IM 294 4710 1,6IM600 IM 285 5790 2UM40 HM 382 4900 0,6UM46 HM 435 4710 0,7

Hexcel (USA) Magnamite

AS-4 HR 228 4278 1,8AS-4D HR 245 4692 1,9IM-6 IM 280 5590 2IM-7 IM 290 5760 2IM-9 IM 290 6100 2,1

Cytec (USA) Thornel

T-300 HR 231 3750 1,4T-650/35 HR 241 4550 1,7T-650/42 IM 290 5030 1,7T-40 IM 290 5650 1,8T-50 HM 390 2900 0,7

MitsubishiRayon (asie etUSA)

Pyrol

AS30 HR 206 3140 1,5TR40 HR 235 4710 2MR40 IM 289 4400 1,5MR50 IM 289 5100 1,7SR40 HM 475 4200 0,9

Gral 34-700 HR 234 4500 1,9

Table A.3 Propriétés en traction comparées des bres de carbone commerciali-sées.(1)HR : Haute Résistance, IM : Module Intermédiaire, HM : Haut Module

Les autres résines thermodurcissables :

La résine phénoliques :

Les résines phénoliques du fait de leur composition chimique présentent un très boncomportement au feu, ce qui en fait un choix idéal pour le respect des normes anti-incendie

194

ANNEXES

en vigueur dans tous les moyens de transport. La température maximum d'utilisation dela résine phénolique est située à 200C. Mais cette résine produit une très faible quantitéde fumée toxique et opaque. A 300C la résine commence à se décomposer mais gardeson intégrité jusqu'à 2500C. Ces propriétés ont pour eet de retarder la propagation dufeu. La résine phénolique est la plus ancienne résine thermodurcissable, elle est obtenuepar polycondensation (réaction chimique de polymérisation par condensation) d'un phénolet d'un aldéhyde en milieu alcalin. Les liaisons qui en résultent sont tridimensionnelle etformée de ponts méthylènes. Les propriétés mécaniques sont très inférieures à celle de larésine époxyde : à titre de comparaison le module d'élasticité est en moyenne 10 fois plusfaible que celui de la résine époxyde.

La résine polyesterinsaturée :

La résine polyester est la résine la plus utilisée notamment dans le domaine maritimeavec des renforts en bres de verre. En eet ces résines peu onéreuses présentent des carac-téristiques mécaniques acceptables et une grande exibilité de mise en ÷uvre. Cependantelles présentent certains points faibles comme leur toxicité. En eet, les résines polyestersprésentent une très mauvaise résistance à l'inammation. A 200C, la résine se dégradeet le styrène s'enamme. En termes de propriétés mécaniques, elles sont comparables auxrésines phénoliques.

La résine bismaléimide (BMI) :

La résine polybismaléimide appelée bismaléimide est une résine assez récente par rap-port aux autres. D'une part, une des caractéristiques fortes de cette résine est sa tenue àla température, elle est donc utilisée sur des pièces aéronautiques soumises à de forte tem-pérature comme les nacelles de réacteur (carénage). D'autre part, cette résine est utiliséepour la fabrication de moule, en eet un de ces points forts est sa stabilité dimensionnelle.Sa tenue en température est également remarquable, elle peut résistée à 260C en continu.En termes de propriétés mécaniques, on la situe entre les résines époxydes et polyesters,c'est à dire que le module d'élasticité est 5 fois plus faible qu'une résine époxyde selon[Poussard, 2007].

Conclusion sur les thermodurcissables

Les résines thermodurcissables sont aujourd'hui très utilisées dans les domaines desmatrices de matériaux composites, on estime à 85% la part de thermodurcissables dansl'ensemble des stratiés. Ces matrices, une fois liées à leurs bres, présentent de bonnescaractéristiques mécaniques, cependant les valeurs des propriétés mécaniques sont donnéessous forme de plage de valeurs car il existe de nombreuses nuances pour une même résine.Malgré qu'elles soient diciles à mettre en ÷uvre, le cycle de polymérisation est toujoursoptimisable, comme le procédé RTM qui permet un gain de temps de production important.Les deux points faibles de l'élaboration de composites à matrices thermodurcissables sont le

195

ANNEXES

coût élevé des résines et le temps de production très long (24 heures pour une pièce cuite enautoclave). Aujourd'hui ces résines sont grandement concurrencées par les thermoplastiquesqui à chaud sont sous forme de résine. Les fabricants ne cessent d'améliorer l'ensembledes caractéristiques mécaniques qui est le point faible des thermoplastiques. La rapidité deproduction et son prix faible en font peut-être la résine de demain. Le tableau A.4 récapituleles avantages et inconvénients d'utilisation de chaque résine ainsi que des exemples depièces, tandis que la gure A.1 montre les domaines d'utilisation des diérentes matricesprésentées dans cette partie.

Table A.4 Tableau récapitulatif des avantages et inconvénients d'utilisation de diérentesrésines thermodurcissables

Types de ré-

sineAvantages d'utilisation Inconvénients d'utilisation Exemples d'application

Epoxyde

Bonne résistance méca-nique pour une matièrepolymèreBon comportement aucisaillement et à la fa-tigueFaible retrait de la ma-tière lors du moulageRésistance à l'abrasion(dureté de surface)Bonne adhésion sur lesbres en générales

Temps de polymérisa-tion et de mise en÷uvre longPrix élevéNécessité de modier larésine pour láméliorer.

pièces de structure aé-ronautique

Phénolique

Faible toxicité au feu etbonne tenue à la carbo-nisationAutoextinguibilitéTenue en températureCaractéristique diélec-triqueBonne tenue chimiqueBonne propriété méca-niqueBas prix

Mise en ÷uvre dicile(vapeur toxique)Mauvaise adhérenceaux bres et porositéFaible résistance entractionTenue au choc faible

Pièces d'intérieurd'avion et des moyensde transport en gé-néral. Tuyères depropulseur

Polyester in-

saturé

Bas prix Mise en÷uvre facile à Possi-bilité de polymérisersans chauerTransluciditéBonne accroche sur lesbres de verreDurcissement rapideStabilité dimension-nelleBon vieillissementBonne tenue en tem-pérature

InammabilitéFort dégagement dechaleur et de fuméeMicrossurationÉmission de styrèneRésistance à la fatiguefaibleRetrait important aumoulage

Coques de bateauPlanche de surf

BMI

Stabilité dimension-nelleBonnes propriétésmécaniquesIncombustibleAbsence de uageBonne tenue à la fa-tigueBonne tenue au feu

Masse volumique éle-véePrix élevéMise en ÷uvre dicile

Moule compositeNacelle de réacteurCapot de missile

196

ANNEXES

Figure A.1 Domaines d'utilisation des diérentes matrices thermodurcissables commer-cialisées par HEXCEL

Les thermoplastiques :

Il existe deux grandes familles de thermoplastiques : les thermoplastiques dit ther-mostables, leurs structures semi-cristallines impliquent deux températures caractéristiquesqui sont la température de fusion notée (Tf ) et la température de transition vitreuse notée(Tg). L'autre famille est constituée des thermoplastiques plus communs dotés d'une struc-ture amorphe et donc d'une seule température caractéristique qui est la température detransition vitreuse.

Les thermoplastiques polyétheréthercétone(PEEK) :

Les thermoplastiques PEEK appartiennent à la famille des PAEK, Comme tous lesthermoplastiques ils se présentent sous forme solide à température ambiante, et liquidesous l'eet de la température. C'est d'ailleurs par injection que les pièces en PEEK sontfabriquées. Le PEEK est l'un des thermoplastiques le plus utilisé comme matrice dansles composites renforcés. Ils présentent de nombreux avantages notamment en termes decaractéristiques mécaniques équivalentes à la résine époxyde, de plus il résiste très bienà la chaleur et retarde le feu. Ce thermoplastique est donc un choix pertinent dans lesapplications des transports.

De part leur composition semi-cristalline les PEEK présentent deux températures im-portantes qui sont : la température de transition vitreuse concernant la zone amorphe dumatériau et la température de fusion concernant la zone cristalline, le tableau 1.5 en partie

197

ANNEXES

1.1.3.2 renseigne sur ces températures. Sachant que 30% du matériau est cristallin et 70%est amorphe.

Les thermoplastiques polyéther imide (PEI) :

Une des caractéristiques remarquables des PEI est leur résistance à la vapeur, ainsi lesoutils médicaux demandant d'être stérilisés à la vapeur sont conçus dans cette matière. Deplus les PEI sont résistants au feu et produisent très peu de fumée, à titre de comparaison,les propriétés sont légèrement améliorée par rapport au résines phénoliques.

Les thermoplastiques polypropylène (PPO) :

Le PPO est un thermoplastique spécial qui résiste aux très hautes températures puisquesa Tg est de 210C. Cependant il est peu utilisé pur car il nécessite de très hautes tempé-ratures pour le mettre en forme. Le PPO est donc souvent mélangé avec du polystyrènechoc (High Impact Polystryrene HIPS), an d'une part d'abaisser sa température de miseen ÷uvre est d'améliorer sa résilience. Le mélange PPO/HIPS est commercialisé sous lenom de Noryl.

Les thermoplastiques polyphénylène sulfuré (PPS) :

Les PPS sont des polymères semi-cristallins, ils comprennent environ 65% de cristallini-tés, La chaine de base est constituée de noyaux phényles reliés par des atomes de soufre. Lematériau PPS se distingue par sa bonne rigidité conférée par ses zones cristallines. Mêmesi la température de transition vitreuse du PPS est faible, cela n'altère en rien sa tenue àla chaleur, puisque le matériau se dégrade à 360C et peut être utilisé jusqu'à 260C, sansqu'il y est de chute brutale de performance mécanique.

Conclusion sur les thermoplastiques (TP)

les résines thermoplastiques utilisées comme matrice sont intéressantes du point devue conception de part leur recyclabilité, leur résistance aux chocs, et pour les résinesthermostables leur propriétés à hautes températures devient un atout majeur comparé à unerésine thermodurcissable. De plus en plus les thermodurcissables sont constitués de chargesthermoplastiques an de tirer les avantages des TP. L'utilisation des TP est grandissantedans l'industrie, aussi bien dans les domaines de moyennes performances (automobile,nautique...) que dans les domaines de hautes performances comme l'aéronautique. An derésumer cette description des TP, le tableau A.5 récapitule les avantages et inconvénientsd'utilisations ainsi que quelques exemples d'applications.

198

ANNEXES

Table A.5 Avantages et inconvénients d'utilisation des résines thermoplastiques commematrice dans un compositeTypes

de

résine

Avantages d'utilisation Inconvénients d'utilisation Exemples d'application

PEEK

Bonne résistance à la déforma-tion à chaudGrande rigidité et résistance entractionTenue au feuExcellent comportement tribo-logique et en fatigueBonne stabilité dimensionnelleTrès bonne résistance chimiqueTrès bonne résistance au choc

Prix élevéSensible au vieillissement UVMise en ÷uvre aux limites desmachines actuellesAbsorbation d'eau

Paliers de frottementEngrenagesIndustrie chimique (vannes,pompes, sondes)Prothèses de hanche

PEI

Transparent ambréBonne tenue chimiqueHaute résistance thermiqueBon comportement mécaniqueTrès résistant à la vapeurFaible absorption d'eau : 1,5%contre 3% pour les résinesépoxydes

Mise en forme compliquée

Réecteurs de lampes halo-gènesBoîtiers de sèche-cheveuxDans l'aéronautique : plancher,armature de gouvernail et cloi-son.Matériel stérilisable

PPO

Excellente stabilité dimension-nelle Faible absorption d'eaubonne résistance thermiquebonne résistance au chocexcellente résistance au uagecoecient de frottement élevé(0,4)

Soluble dans les hydrocarbureset solvants

Roues dentéesCouronnes de pompesJoints

PPS

Permet d'ajouter 70% de bresTrès résistant à l'hydrolyseN'absorbe pas l'eau 0,04%contre 3% pour l'époxyBonne résistance aux solvantsExcellente tenue à la tempéra-tureExcellente tenue aux ammesTenue aux UVBonne rigiditéBonne stabilité dimensionnelle

Pas d'extrusion possibleFaible résistance aux chocsPrix très élevéSensible aux hydrocarbureschlorés

Corps de vannesCarburateurPièces d'isolation

PPSU

Bonnes propriétés mécaniquesTransparentExceptionnel résistance ther-miquebonne résistance au rayon X,béta et gammarésistance exceptionnelle àl'impact

recuit nécessaire après injec-tionprix élevé

Isolation électriquePièces d'intérieurs d'avions

199

B Sécurité lors de l'usinage composite

La manipulation et l'usinage des matériaux composites à renforts breux peuvent êtrenuisibles à la santé des personnes eectuant l'usinage à cause de la libération de poussièresbreuses de carbone. Une étude de L'INRS xe des précautions à prendre pour l'usinagede matériaux composite à base de bre de carbone mais aucune limite d'exposition n'existepour les bres de carbone. L'INRS recommande de se caler sur la limite d'exposition desbres de verre qui est de 1 bres/cm3. L'INRS déni une bre comme étant une particulede longueur 3 fois son diamètre. Pour qu'une particule breuse atteigne le poumon profond,la limite est de 3, 5 µm de diamètre.

Cependant la limite de la fraction alvéolaire chez l'homme est de 10µm. Le diamètremoyen d'une bre de carbone est 10 µm et 30 µm en longueur. L'incertitude réside dansle fait qu'une particule breuse peut se fracturer en particules plus nes lors de l'usinage.Elle peut se fracturer selon des plans transversaux, qui correspondent à l'orientation desplans de graphène dans la microstructure du carbone. Dans la limite de 1 bre par cm3, labre présente les dimensions indiquées sur le schéma B.1, c'est à dire 30 µm de longueuret 10 µm de diamètre.

Figure B.1 Représentation schématisée d'une bre de carbone, en dessous de cette tailleelle devient dangereuse pour le corps humain

Le diagramme B.2 présente la manière dont sont classées les particules breuses, selonleur dangerosité. La bre de carbone est classée dans les bres dont le diamètre est supérieurà 6 µm sans classement cancérigène. Cependant comme on peut le voir la fracture des bresn'est encore pas très bien saisie, nous appliquerons donc le principe de précaution, L'INRSpréconise des masques de qualité ltrante P2.

200

Figure B.2 Schéma de L'INRS présentant le classement de la dangereusité des bres

L'INRS préconise également plusieurs mesures de prévention : 1) Minimiser les processus générant de la poussière. 2) Isoler les systèmes de production 3) Capter les poussières à la source avec des tuyaux antistatiques et utiliser des ltresabsolus

4) Travailler à l'humide 5) Emploi d'outils spéciaux produisant peu de poussière 6) Propreté de la zone de travail 7) Hygiène stricte 8) Ne pas manger, boire sur le poste 9) Port de gant 10) Protection des yeux 11) Appareil de protection respiratoire P2-P3 compte tenue de la taille de la bre etde la toxicité des résines époxyde.

12) Pas de balayage à l'air comprimé 13) Contrôles réguliers du taux de bres sur le posteUn second risque méconnu réside dans le procédé d'usinage même. Les températures

d'usinage sont susceptibles d'altérer la matière polymère. Deux sortes d'émanation peuventapparaître : la carbonisation des thermodurcissables et le changement d'état des thermo-plastiques. Les températures de transition vitreuse sur chaque matériau sont à contrôleravec le plus de précision possible.

201

C Dimension de la plaquette PDKT 09 05DE FR-11

Figure C.1 Plan de la plaquette PDKT 09 05 DE FR-11

Table C.1 Dimensions de la plaquette d'usinage PDKT 09 05 DE FR-11 selon le cata-logue Safety 2010

référencedimensions (mm)

d s d1 l bs

PDKT 09 05 DE FR-11 13,50 5,47 5,50 9,00 2,30

202

D Norme angles de coupe

Figure D.1 Norme NF E 66-502

203

E Algorithme de mesure du rayon d'arête

Figure E.1 Algorithme de mesure du rayon d'arête usée en abrasion avec la conditionque le rayon d'arête soit inclu à l'intérieur du prol de mesure

204

F Valeurs de rectication de la face de coupedans le cadre du plan d'essais numéro 3

Table F.1 Valeurs de rectication de la face de coupe dans le cadre du plan d'essaisnuméro 3

Ncondition Kr() α()

N1 4,7 31

N21,N22 11 32

N31,N32,N33 18 34

N41,N42 25 36

N5 31,2 38

Figure F.1 Vue en coupe de la plaquette d'usinage utilisée dans le plan d'expériencenuméro 3 avec la représentation de l'angle de rectication de la face de coupe

205

G Démonstration des formules de calcul del'eort aux interfaces

L'obtention des composantes Ts et Tt aux interfaces est réalisée à l'aide d'un biland'eort sur la partie arête de coupe, cette partie est isolée et le principe fondamental dela statique est appliqué. La somme des moments n'est pas considérée dans les équationssuivantes du fait des faibles distances séparant les points d'applications des eorts. Le sys-tème répond alors à l'équation (G.1), les composantes des eorts Ts et Tt sont représentéessur les gures G.1 et G.2.

(F4cr)(4) + (Rt)(4) + (Rs)(4) = 0 (G.1)

Figure G.1 Représentation des composantes Ts et Tt dans l'espace

206

Figure G.2 Vues des composantes Ts et Tt dans leurs plans respectifs

L'action Rs en face de coupe se décompose en un eort tangentiel noté Ts et un eortnormal noté Ns, l'eort Ts visible sur la gure G.2 est porté par le sens d'écoulement ducopeau suivant

→x6 qui est paramétré par l'angle ξ. Dans le repère 5, les composantes de

l'action Rs s'écrivent selon l'équation (G.2) avec le coecient de frottement µc−c qui lie lacomposant normale à la composante tangentielle :

Rs,(5) = [R5/R6]

µc−c.Nt

Nt

0

6

(G.2)

L'action Rt en face de dépouille se décompose en un eort tangentiel noté Tt et un eortnormal noté Nt, l'eort Tt visible sur la gure G.2 est porté par le sens d'écoulement de lamatière suivant

→y7 qui est paramétré par l'angle d'inclinaison d'arête λs. Dans le repère 4,

les composantes de l'action Rt s'écrivent selon l'équation (G.3), le coecient de frottementµc−c lie la composant normale à la composante tangentielle :

Rt,(4) = [R4/R7]

−Nt

µc−c.Nt

0

7

(G.3)

La matrice de changement de repère sont les suivantes :

[R4/R7] =

1 0 00 −cos(λs) −sin(λs)0 cos(λs) −sin(λs)

207

[R5/R6] =

−cos(ε) 0 −sin(ε)1 0 0

sin(ε) 0 −cos(ε)

[R4/R5] =

cos(γn) sin(γn) 0−sin(γn) cos(γn) 0

0 0 1

L'expression des composantes Nt dans le repère 4 est respectivement donnée par la

relation (G.4) :

Rs,(4) = [R4/R5] [R5/R6]

µC−C .Nt

Nt

0

6

(G.4)

An de résoudre l'équation (G.1), nous posons λs=ξ, en eet, une relation reliantla direction d'éjection du copeau et l'angle d'inclinaison est avancée dans les travaux de[Bonnet, 2010]. Puis par suite, nous simplions le système en prenant λs=0, ce qui dansnotre cas est justié par un faible angle d'inclinaison évalué dans nos essais. Le systèmed'équation mène aux relations (G.5) et (G.6) pour λs=0.

Ns =F4cx.µo−m − F4cy

µo−m.(cos(γn).µo−m − sin(γn))− sin(γn).µo−m − cos(γn)(G.5)

Nt =(cos(γn).F4cy − sin(γn).F4cx).µo−m − cos(γn).F4cx − sin(γn).F4cy

µo−m.(cos(γn).µo−m − sin(γn))− sin(γn).µo−m − cos(γn)(G.6)

208

H Démarche de calcul inverse de la tempé-rature à l'interface selon[Taler et Piotr, 2006]

Figure H.1 Paramètrage des dimensions pour le calcul inverse par 2 volumes nis

Le bilan thermique dans le volume 2 s'écrit :

ρ.Cp.a

2.T1

dt=λ

a.(Tsurf − T1) +

λ

b.(T2 − T1) (H.1)

La température à la surface du pion peut s'écrire en fonction de T1dt :

Tsurf =a

λ.(ρ.Cp.

a

2.T1

dt− λ

b.(T2 − T1) +

λ

a.T1 (H.2)

209

Une approximation de la dérivée par un polynôme est utilisée pour évaluer T1dt . ainsi :

T1dt = 1

5148.∆t(300.T1(t− 5)− 294.T1(t− 4)− 532.T1(t− 3)− 503.T1(t− 2)− 296.T1(t− 1)+296.T1(t+ 1) + 503.T1(t+ 2) + 532.T1(t+ 3) + 294.T1(t+ 4)− 300.T1(t+ 5)

(H.3)avec ∆t le pas d'échantillonnage des mesures établi à 2 Hertz.

Le ux en entrée est déduit du bilan thermique dans le volume 1, ainsi l'équation (H.4)est établi :

Qin = ρ.Cp.a

2.Tsurfdt− λ

a.(T1 − Tsurf ); (H.4)

Une approximation de la dérivée par un polynôme est utilisée pour évaluer Tsurfdt selon la

même formulation que l'équation (H.3).

210

I Classication des revêtements diamant

211

Table I.1 Classication des revêtements diamant selon l'institut Fraunhofer VDI 2840Revêtementcarboné

Désignation

1-Revêtement

plasm

a-

polymère

2-Revêtementdecarboneàstructure

amorphe(D

iamondlikecarbon/DLC)

3-Revêtementcristallin

Revêtementdiamant

Revêtement

graphite

Revêtementn

ouépais

n

n

n

épais

n

Eléments

addi-

tionels

ou

do-

pants

sanshydrogène

avechydrogène

modié

modié

nondopé

dopé

nondopé

dopé

nondopé

avec

métal

avec

métal

sans

métal

Taille

des

grains

(amorphe)

1à

500

nm,

nano-

crital-

lin

0,5à

19

µm,

micro-

cris-

tallin

0,1

à5

µm

(5µm

à)

80

à500

µm

80

à500

µm

Liaison

C-C

prédominante

Sp2

ou

Sp3

ou

linéaire

Sp2

Sp3

Sp2

Sp2ou

Sp3

Sp3

Sp2

Sp2

Sp3

Sp3

Sp3

Sp3

Sp3

Sp2

NRevêtement

12.1

2.2

2.3

2.4

2.5

2.6

2.7

3.1

3.2

3.3

3.4

3.5

3.6

Désignation

plasm

a-

polymère

amorphe

sans

hydro-

gène

amorphe

sans

hydro-

gène

tétra-

édrique

amorphe

sans

hydro-

gène

avec

métal

amorphe

hydro-

géné

amorphe

hydro-

géné

tetra-

édrique

amorphe

hydro-

géné

tetra-

édrique

avec

métal

amorphe

mo-

dié

hydro-

géné

diamant

nano-

cris-

tallin

CVD

diamant

micro-

cris-

tallin

CVD

diamant

CVD

dopé

diamant

CVD

diamant

CVD

dopé

graphite

Abréviationre-

commandée

a-C

ta-C

a-C:M

ea-C

:Hta-

C:H

a-C:H

:Me

(Me

=W,

Ti,...)

a-C:H

:X(X

=Si,

O,

N,

F,

B...)

212

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THÈSE - Université de Tours...Je dédicace ce mémoire à mon parrain Guy FORESTIER qui nous a quittés en 2010 mais qui aurait fortement encouragé ce traailv de thèse. Il trouvera