ANIS BEN ISMAIL MODÉLISATION DE LA DÉCOUPE DES TÔLES FERROMAGNÉTIQUES Corrélation entre l’état mécanique et les propriétés magnétiques Thèse de doctorat en cotutelle présentée à la Faculté des études supérieures de l’Université Laval, Québec dans le cadre du programme de doctorat en génie civil pour l’obtention du grade de Philosophiae Doctor (Ph. D.) Département de génie civil FACULTÉ DES SCIENCES ET DE GÉNIE UNIVERSITÉ LAVAL QUÉBEC et UNIVERSITÉ DE TECHNOLOGIE DE COMPIÈGNE COMPIÈGNE, FRANCE pour l’obtention du grade de docteur 2007 c Anis Ben Ismail, 2007 Remerciements Mes remerciements s’adressent d’abord à Monsieur Gérard MOULIN, Professeur à l’Université de Technologie de Compiègne, qui a accepté de diriger le jury ainsi qu’a Messieurs Khémais SAANOUNI, Professeur à l’Université de Technologie de Troyes, et Monsieur Daniel MARCEAU, Professeur à l’Université de Québec à Chicoutimi, qui ont accepté de juger ce travail en étant rapporteurs. Je remercie Monsieur Eric HUG, Professeur à l’École Nationale Supérieure d’Ingénieurs de Caen, et Monsieur André Maillard, Ingénieur au pôle d’activité Technologie des procédés du CETIM, pour avoir accepté de faire partie de mon jury de thèse. Ils ont également beaucoup contribué à la réalisation de ce travail, et je leur suis très reconnaissant pour toutes leurs interventions. Je tiens à exprimer mes respects les plus distingués ainsi que ma gratitude à mes directeurs de thèse, Mohamed Rachik et Mario Fafard. Ils ont toujours su encadrer mon travail tout en me laissant suffisamment de liberté. Leurs directives, leurs appui et leurs enthousiasme communicatif ont été des facteurs essentiels au bon déroulement des travaux. J’apprécie aussi tous leurs efforts pour m’aider à préparer l’avenir. Ces trois années passées à travailler ensemble me laisseront un formidable souvenir professionnel, mais aussi humain. Merci encore du fond du coeur Mohamed et Mario. Mes remerciement vont également à Monsieur Pierre-emmanuel MAZERAN, Professeur à l’Université de Technologie de Compiègne, pour ses suggestions et ses précieux conseils dans la réalisation des essais de nanoindentation. J’associe à ces remerciement Monsieur Nicolas BUIRON, Maı̂tre de Conférences à l’Université de Technologie de Compiègne, pour son aide très appréciable dans la réalisation des essais magnétiques. Je voudrais adresser un remerciement à l’ensemble des membres du département génie civil à l’Université Laval. Je pense particulièrement à Lyne Dupuis, Patrice Goulet, Donald Picard, Hichem Mir, Paul Lessard, Denyse Marcotte, pour leur agréable accueil et leur convivialité lors de mes séjours au Québec, qui ont veillé a me faciliter toutes Remerciements iii les démarches administratives que je pouvais rencontrer durant ces années. Je remercie également l’ensemble des membres du laboratoire Roberval avec qui j’ai passé de très bons moments. Je pense particulièrement à Brigitte, Muriel, Etienne Arnoult, Pascal Lardeur, Pierre Feissel, Delphine Brancherie, à Mesdames Nicole Maury et Cathy Gambier (GRADIENT) pour leur aide administrative pendant cette thèse. Je n’oublie pas de remercier tous les thésards et docteurs qui ont croisé mon chemin et qui ont contribué à l’instauration d’une joyeuse et pas forcément moins productive atmosphère de recherche. Ils se reconnaı̂trons par leurs prénoms : Amine, Bastien, Christelle, Daly, Jacem(s), Manel, Moez, Hatem, Haykel, Riad, Sadok, Salah, Slim(s), Zahira, Zied... Je finis cette longue liste par remercier mes parents, mes soeurs pour leur patience et leur soutien. Grâce à toutes ses personnes, ce que je retiendrai au cours des ces quelques années passées entre l’UTC et l’UL va bien au-delà de la modélisation de découpage des tôles. Merci enfin à toi, lecteur, de t’intéresser à mon travail. Résumé La corrélation entre l’évolution du matériau lors de la découpe des tôles minces et la dégradation des propriétés magnétiques constitue un point clé dans la conception des actionneurs électriques. De plus, la mesure des propriétés magnétiques constitue actuellement un outil de contrôle non destructif en essor dans l’industrie. Dans le cadre d’un projet sur ce thème, notre travail porte sur le développement d’un outil prédictif pour établir une corrélation entre le procédé de mise en forme qui est le découpage, l’état du matériau qui en résulte et les propriétés magnétiques de ce dernier. Cette étude s’inscrit dans le cadre d’une collaboration entre l’Université de Technologie de Compiègne, l’Université Laval (Québec, Canada) et le CETIM et elle a été décomposée en deux parties. La première partie a été consacrée à l’analyse et à la modélisation de la découpe. En ce qui concerne les aspects expérimentaux des travaux, des essais de tractions uniaxiale à différentes vitesses de déformation ont permis de déterminer le comportement mécanique du matériau et sa sensibilité à la vitesse. Par ailleurs, des essais de poinonnage et de cisaillage ont été effectués afin d’analyser l’influence de différentes paramètres du procédé tels que le jeu outil-matrice et la cadence (vitesse de découpe / déformation). En ce qui concerne les aspects numériques, la modélisation par éléments finis à nécessité l’utilisation de techniques et approches appropriées pour traiter les multiples non linéarités présentes dans ce genre de problèmes. Dans la deuxième partie nous nous sommes intéressés à la corrélation entre l’état mécanique du matériau et ses propriétés magnétique suite a un effet de poinonnage. Pour accéder à des quantités caractéristiques de l’état mécanique du matériau au voisinage du bord découpé, des essais de nanoindentation ont été combiné à l’identification inverse. Par ailleurs, des mesures magnétiques menées sur des éprouvettes de traction à différents taux de déformation ont permis d’établir une courbe d’évolution de la perméabilité magnétique en fonction de la déformation plastique. La combinaison de ces résultats nous a permis d’établir une corrélation entre l’état mécanique du matériau, notamment le taux de déformation plastique, et la dégradation de ses propriétés magnétiques (chute de perméabilité) au voisinage du bord découpé. Abstract The correlation between material evolution when dealing with blanking process and the degradation of the magnetic properties constitutes a key point in the design of the electric machines. Moreover, the measurement of the magnetic properties currently constitutes a tool for non destructive testing in rise in industry. Within the framework of a project on this topic, our work concerns the development of a predictive tool to establish a correlation between the blanking process, the state of the material which results from it and the magnetic properties of this last. This study lies within the scope of a collaboration between the University of Technology of Compiegne, Laval University (Quebec, Canada) and CETIM and it were broken up into two parts. The first part was devoted to the analysis and modeling of blanking process. Concerning the experimental aspects of work, uniaxial tensile tests at various strain rates made it possible to reach the mechanical behaviour of material and its sensitivity at the velocity. In addition, blanking tests were carried out in order to analyze the influence of different parameters from the process such as the clearance punch-die and velocity (blanking velocity / strain rate). Concerning the numerical aspects, finite elements modeling need the use of techniques and approaches suitable to treat the multiples non-linearity’s present in this kind of problems. In the second part we were interested in the correlation between the mechanical state of material and its magnetic properties following a punching effect. To reach quantities characteristic of the mechanical state of material in the vicinity of the cut edge, nanoindentation tests were combined with technique of inverse identification. In addition, magnetic measurements carried out on tensile specimen with various strain rates allowed to establish the evolution curve of permeability according to the plastic strain. The combination of these results enabled us to establish a correlation between the mechanical state of material, in particular the plastic strain, and the degradation of its magnetic properties (falls of permeability) in the vicinity of the cut edge. Avant-propos Ce travail a été réalisé grâce au soutien du Conseil Régional de Picardie (Pôle Modélisation Numérique). Il s’inscrit dans le cadre d’une collaboration entre l’Université de Technologie de Compiègne, l’Université Laval (Québec) et le CETIM. La thèse menée en cotutelle entre l’UTC et l’Université Laval a permis des échanges fructueux et enrichissants autour d’un sujet pluridisciplinaire. Les travaux sont consacrés au développement d’un modèle prédictif permettant d’établir des correlations entre l’état mécanique du matériau et la dégradation de ses propriétés magnétiques dans le cas des tôles ferromagnétiques découpées. Cette thèse est dédiée à la mémoire de mon père Table des matières Remerciements ii Résumé iv Abstract v Avant-propos vi Table des matières viii Liste des tableaux xii Table des figures xiv 1 Introduction 1.1 Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.2 Découpage par poinçonnage ou cisaillage . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.2.1 Procédé de poinçonnage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.2.2 Procédé de cisaillage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.3 Approche expérimentale de l’opération de décou-page . . . . . . . . . . 1.3.1 Mécanismes de l’opération de découpage . . . . . . . . . . . . . 1.3.2 Bilan sur le comportement du matériau au cours de la découpe . 1.4 Modélisation éléments finis de l’opération de découpage . . . . . . . . . 1.4.1 Algorithmes de résolution . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.4.2 Remaillage pour l’opération de découpage . . . . . . . . . . . . 1.5 Synthèse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.6 Problématique liée à la thèse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.6.1 Problématique en découpage des tôles minces ferromagnétiques . 1.6.2 Objectifs de la thèse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1.6.3 Plan du mémoire . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1 1 2 3 5 7 8 10 11 12 12 17 17 17 20 22 2 Revue de littérature 2.1 Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.2 Influence de quelques paramètres sur le procédé... . . . . . . . . . . . . 24 24 25 ix Table des matières 2.3 2.4 2.5 2.6 2.7 2.2.1 Jeu entre le poinçon et la matrice . . . . . . . . . . . . . . 2.2.2 Géométrie de l’outillage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.2.3 Coefficient de frottement . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.2.4 Epaisseur de la tôle . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.2.5 Vitesse de découpe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.2.6 Influence de la vitesse de déformation et de la température Modèles de comportement avec effet de la vitesse... . . . . . . . . 2.3.1 Lois de comportement phénoménologiques . . . . . . . . . 2.3.2 Synthèse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Mécanique de l’endommagement . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.4.1 Processus physique de la rupture . . . . . . . . . . . . . . 2.4.2 Modèles d’endommagement . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.4.3 Synthèse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Caractérisation du matériau au voisinage du bord découpé . . . . 2.5.1 Profil du bord de découpe . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.5.2 Outils et méthodes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.5.3 Caractérisation mécanique . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2.5.4 Caractérisation magnétique . . . . . . . . . . . . . . . . . Principaux résultats . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Synthèse du chapitre 2 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3 Identification d’un modèle de comportement avec effet de la vitesse de déformation 3.1 Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.2 Les matériaux magnétiques en général... . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.2.1 Les alliages Fer-Silicium . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.2.2 Influence du silicium . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.2.3 Tôles orientées et non orientées . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.3 Présentation du matériau à l’étude . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.3.1 Caractéristiques mécaniques standards . . . . . . . . . . . . . . 3.3.2 Caractéristiques magnétiques standards . . . . . . . . . . . . . . 3.4 Comportement mécanique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.4.1 La courbe de traction dans la direction de laminage . . . . . . . 3.4.2 Influence de l’orientation de la sollicitation sur les propriétés mécaniques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.4.3 Synthèse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.5 Influence de la vitesse de déformation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.5.1 La VidéoTraction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.5.2 Résultats expérimentaux . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.5.3 Identification d’une loi dépendante de la vitesse . . . . . . . . . 3.6 Validation numérique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25 26 26 26 27 29 32 34 38 39 40 43 47 48 48 51 51 53 57 61 62 62 63 63 64 65 67 68 68 68 69 72 74 75 76 77 78 80 x Table des matières 3.7 Synthèse du chapitre 3 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4 Procédé de découpage 4.1 Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.2 Aspects expérimentaux . . . . . . . . . . . . . 4.2.1 Etude expérimentale du poinçonnage . 4.2.2 Etude expérimentale du cisaillage . . . 4.3 Aspects numériques . . . . . . . . . . . . . . . 4.3.1 Simulation numérique du poinçonnage 4.3.2 Simulation numérique du cisaillage . . 4.4 Synthèse du chapitre 4 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5 Caractérisation mécanique au voisinage du bord découpé 5.1 Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2 La technique de nanoindentation . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2.1 Dureté du matériau . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2.2 Module de Young . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.3 Description de l’essai utilisé . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.3.1 Forme de l’indenteur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.3.2 Echantillons étudiés . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.3.3 Préparation des échantillons . . . . . . . . . . . . . . . . 5.4 Résultats expérimentaux . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.4.1 Cycle charge/décharge . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.4.2 Mesure de la dureté . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.5 Identification inverse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.5.1 Description de la procédure d’identification . . . . . . . . 5.5.2 Simulation de l’essai de nanoindentation . . . . . . . . . 5.5.3 Résultats d’identification . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.5.4 Validation des résultats . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.5.5 Interpolation des résultats au voisinage du bord découpé 5.6 Synthèse du chapitre 5 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6 Caractérisation magnétique au voisinage du bord découpé 6.1 Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.2 Matériel et techniques utilisés . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.2.1 Description du banc de mesure . . . . . . . . . . . . 6.2.2 Calculs des paramètres magnétiques . . . . . . . . . . 6.2.3 Traitement numérique des signaux . . . . . . . . . . 6.3 Procédure expérimentale . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.3.1 Mesures préliminaires . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.3.2 Modification des caractéristiques magnétiques avec εp . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 84 . . . . . . . . 85 85 85 86 97 105 106 117 121 . . . . . . . . . . . . . . . . . . 122 122 123 124 125 126 126 127 128 129 129 130 131 133 135 137 138 140 141 . . . . . . . . 142 142 143 143 145 147 149 149 152 xi Table des matières 6.4 Evolution du comportement magnétique avec εp . . . . . . . . . . . . . 6.5 Variation des propriétés magnétiques... . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6.6 Synthèse du chapitre 6 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 153 156 159 7 Conclusion 161 7.1 Analyse et modélisation de la découpe . . . . . . . . . . . . . . . . . . 161 7.2 Corrélation entre l’état mécanique du matériau... . . . . . . . . . . . . 163 7.3 Perspectives . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 164 Bibliographie 167 A Algorithmes de résolution A.1 Equations d’équilibre . . . . . . . A.2 Principe des puissances virtuelles A.3 Approche statique implicite . . . A.4 Approche statique explicite . . . A.5 Approche dynamique explicite . . 181 181 182 183 184 185 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . B La formulation ALE 187 B.1 Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 187 B.2 Mise en équations . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 187 C Modélisation du dispositif magnétique par éléments finis 190 C.1 Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 190 C.2 Méthodologie . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 190 D Mesures magnétiques sur éprouvette percée 194 D.1 Introduction . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 194 D.2 Résultats et analyses . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 194 Liste des tableaux 2.1 Domaine des vitesses de déformations en fonction du procédé [1] . . . . 2.2 Méthodes expérimentales pour l’étude du comportement en sollicitations dynamiques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.1 Les grandes catégories de matériaux ferromagnétiques : Caractéristiques et utilisation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.2 Principales caractéristiques des alliages Fe-3%Si par rapport au fer pur 3.3 Caractéristiques mécaniques standards du ”Sollac M800-65A” (données du fournisseur) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.4 Caractéristiques magnétiques standards du ”Sollac M800-65A” (données du fournisseur) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.5 Comparaison des grandeurs caractéristiques de l’essai de traction (sens DL, D30, D45, D60 et DT) avec les données CETIM . . . . . . . . . . 4.1 4.2 4.3 4.4 4.5 4.6 4.7 4.8 32 34 63 65 68 68 73 Outils pour le poinçonnage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 91 Configurations des jeux et des vitesses utilisées lors des essais de poinçonnage 91 Jeux utilisés pour le cisaillage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 99 Paramètres du modèle de Gurson obtenus pour un essai de poinçonnage (jeu7, 69%, vitesse 111mm.s−1 ) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 113 Valeurs utilisées de q1 en fonction des jeux et vitesses simulées . . . . . 114 Evolution de l’effort maximal de poinçonnage (Mod.Num 1 : élastoplastique ; Mod.Num 2 : élastoplastique avec dépendance à la vitesse de déformation)116 Valeur de q1 utilisée pour la validation numérique en fonction de la vitesse et du jeu . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 120 Evolution de l’effort maximal de cisaillage (Mod.Num 1 : élastoplastique ; Mod.Num 2 : élastoplastique avec dépendance à la vitesse de déformation)120 5.1 Paramètres de la loi obtenue reliant la déformation plastique équivalente à δ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 140 6.1 Principales caractéristiques des ferrites (Vef f (mm3 ), volume effective ; Lef f (mm), longueur effectif ; Sef f (mm2 ), section effective ; m (g), masse ; µi (25◦ C ; 0,1mT), perméabilité initiale) . . . . . . . . . . . . . . . . . 144 Liste des tableaux xiii 6.2 Récapitulatif des paramètres constructifs du banc et des relations de calcul147 6.3 Propriétés magnétiques générales du ”Sollac M800-65A”, sens du laminage. Mesures sur éprouvettes de traction non-déformées pour f=50Hz. 151 6.4 Récapitulatif des lois obtenues reliant les différentes caractéristiques magnétiques de l’alliage ”Sollac M800-65A” à la déformation plastique. . . . . . . . 160 6.5 Récapitulatif des lois obtenues reliant les différentes caractéristiques magnétiques de l’alliage ”Sollac M800-65A” à la distance ’δ’ au voisinage du bord découpé. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 160 Table des figures 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 1.10 1.11 1.12 1.13 1.14 Circuit de fabrication des tôles laminées en bandes [2] . . . . . . . . . . Représentation shématique du procédé de poinçonnage . . . . . . . . . Les différentes phases de poinçonnage [3] . . . . . . . . . . . . . . . . . Représentation shématique du procédé de cisaillage . . . . . . . . . . . Configuration des tests de cisaillement, (a) une zone de cisaillement ; (b) deux zones de cisaillement . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Comportement du matériau au cours de l’opération de découpage [4] . Aspects expérimentaux du bord découpé [5] . . . . . . . . . . . . . . . Mécanismes d’indentation et de cisaillement . . . . . . . . . . . . . . . Mécanisme du cisaillement [6] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Intérêt de la formulation ALE : (a) Formulation eulérienne (non coı̈ncidence des frontières) ; (b) Formulation lagrangienne (distorsions) ; (c) Formulation ALE [7] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Critère de pénétration . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Formes typiques de tôles magnétiques obtenues après mise en oeuvre . Différentes étapes possibles pouvant intervenir dans un processus de découpe d’un stator et d’un rotor dans une tôle laminée [8] . . . . . . . Outil prédictif de la dégradation des propriétés magnéto-mécaniques au voisinage du bord de découpe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2 3 4 5 6 7 8 9 10 15 16 18 19 22 2.1 Propagation de la fissure pour différents jeux [9] . . . . . . . . . . . . . 25 2.2 Evolution expérimentale de l’effort de poinçonnage en fonction de la vitesse pour un acier X30Cr13 [10] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27 −4 −1 2.3 Résultats expérimentaux en double cisaillement pour un acier XES 10 s < Γ̇ < 10s2 [11] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28 2.4 Contrainte maximale en fonction du taux de déformation logarithmique [11] 29 2.5 Courbes contrainte-déformation obtenues lors d’essais de traction dynamique sur un acier doux entre 1.10−3 et 106s−1 [12] . . . . . . . . . . . 30 2.6 Evolution schématique de la contrainte de cisaillement normalisée avec la température pour deux vitesses de déformation [13] . . . . . . . . . . 31 2.7 Effets physiques existant en fonction de la vitesse de déformation [14] . 33 2.8 Principe de la rupture ductile à cupule . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41 Table des figures 2.9 2.10 2.11 2.12 2.13 2.14 2.15 2.16 2.17 2.18 2.19 2.20 2.21 2.22 2.23 2.24 2.25 2.26 xv Schématisation du mécanisme de germination . . . . . . . . . . . . . . 41 Schématisation du mécanisme de croissance . . . . . . . . . . . . . . . 42 Schématisation du mécanisme de coalescence . . . . . . . . . . . . . . . 42 Rupture de monocristaux par striction complète . . . . . . . . . . . . . 43 Profil de découpe lors du poinçonnage [4] . . . . . . . . . . . . . . . . . 48 Evolution de la hauteur de la zone pliée en fonction de la pénétration relative s/t0 , s étant la pénétration et t0 l’épaisseur de la tôle (SPCC : acier doux, Al-O : aluminium, SUS : acier inoxydable) [15]. . . . . . . . 49 Evolution de la hauteur de la zone lisse en fonction de la pénétration relative (SPCC : acier doux, Al-O : aluminium, SUS : acier inoxydable) [16] 50 Relevés expérimentaux de la microdureté et courbe moyenne [17] . . . . 52 Evolution de la fraction volumique de vide selon deux directions (s et y) [18] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53 Evolution typique des pertes totales de puissance d’une éprouvette Epstein en fonction du nombre de cisaillement (DL : Direction Longitudinale ; DT : Direction Transversale) [19] . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54 Augmentation des pertes de puissance en fonction des pertes initiales du matériau, dues à la découpe d’une tôle FeSi GO. (a) et (c) : pertes mesurées après découpe à 1T et 1,5T ; (b) et (d) pertes mesurées après découpe et recuit [20] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55 Représentation 3D de l’évolution du champ magnétique en fonction de l’induction et de la distance au bord de découpe [17] . . . . . . . . . . . 56 Maillage déformé et potentiel de rupture avant la séparation du matériau [21] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58 Types de maillages utilisés en découpe des tôles [22], [23] . . . . . . . . 58 Comparaison entre les courbes effort-pénétration expérimentales et numériques pour un jeu = 12% [24] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59 Estimation de la hauteur de la bavure [18] . . . . . . . . . . . . . . . . 59 (a) Géométrie du procédé simplifié de poinçonnage (b) Zoom sur le maillage de la zone de découpe [25] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 60 Courbe force-déplacement du poinçon [25] . . . . . . . . . . . . . . . . 60 3.1 Texture de Goss dans le plan de laminage. Identification des directions [100], [111], [011] et (110) [26] . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.2 Essai typique de traction monotone uniaxiale(DL, 10−4 s−1 ) . . . . . . . 3.3 Décrochement de contrainte et palier de Lüders(DL, 10−4s−1 ) [27] . . . 3.4 Courbe de traction pour les différentes directions . . . . . . . . . . . . 3.5 Evolution des caractéristiques mécaniques en fonction de la direction de sollicitation pour ε̇ = 10−4 s−1 :(a) limite d’élasticité, (b) contrainte maximale, (c) allongement à rupture, (d) longueur du palier de Lüders 3.6 Evolution des coefficients de Hollomon dans le plan de la tôle . . . . . 66 69 70 72 73 74 Table des figures 3.7 3.8 3.9 3.10 3.11 3.12 3.13 3.14 Courbes de traction pour les différentes vitesses de déformation . . . . Eprouvette marquée pour la VidéoTraction . . . . . . . . . . . . . . . . Dispositif expérimental de la VidéoTraction . . . . . . . . . . . . . . . Courbes rationnelles de la VidéoTraction et de la traction . . . . . . . Courbes de VidéoTraction à différentes vitesses . . . . . . . . . . . . . Identification du coefficient de sensibilité à la vitesse . . . . . . . . . . . Modèle géométrique de la simulation de la vidéotraction . . . . . . . . Courbe d’écrouissage quasi-statique extrapolée aux grandes déformations plastiques . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.15 Evolution de σ/σref en fonction de ε̇/ε̇ref . . . . . . . . . . . . . . . . . 3.16 Prise en compte de la dépendance à la vitesse de déformation lors de la simulation et comparaison avec les résultats expérimentaux . . . . . . . xvi 75 76 76 77 78 79 80 81 82 83 4.1 Presse hydraulique, boitiers de commande et dispositif d’aquisition . . . 86 4.2 Cinématique du mouvement . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 87 4.3 Evolution de la position du poinçon et de sa vitesse au cours du temps pour les deux cadences extrêmes . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 88 4.4 Evolution des différentes vitesses lors de la pénétration de l’outil dans la tôle . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 89 4.5 Photo de face et de profil d’un poinçon (Φoutil = 8, 90mm) . . . . . . . 89 4.6 Montage du poinçon sur la presse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 90 4.7 Tôle poinçonnée et débouchures . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 90 4.8 Influence du jeu sur les courbes force-pénétration pour les différentes vitesses de poinçonnage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 92 4.9 Evolution de l’effort maximum en fonction du jeu (Vitesse de poinçonnage 126, 9mm.s−1 ) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 93 4.10 Influence de la vitesse de découpe sur la courbe force-pénétration pour quelques uns des jeux utilisés . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 94 4.11 (a). Exemple d’un profil de poinçonnage (Jeu = 3, 85%, Vitesse = 126,9 mm.s−1 ) ; (b). Cupules caractéristiques de la zone arrachée. . . . . . . . 95 4.12 Evolution de la hauteur de la zone lisse et arrachée (jeu de 3, 85% et 96 7, 69%) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.13 Evolution de la hauteur de la zone arrachée avec le jeu . . . . . . . . . 96 4.14 Evolution de la hauteur de la zone lisse avec le jeu . . . . . . . . . . . . 97 4.15 Dispositif expérimental du cisaillage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 98 4.16 Schématisation de l’essai de cisaillage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 98 4.17 Profil cisaillé pour un jeu de (a)18, 46% ; (b)61, 53% . . . . . . . . . . . 99 4.18 Influence du jeu sur les courbes force-pénétration pour les différentes vitesses de cisaillage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 100 4.19 Evolution de l’effort maximal en fonction du jeu . . . . . . . . . . . . . 101 4.20 Influence de la vitesse sur la courbe force-pénétration pour différents jeux 102 Table des figures 4.21 4.22 4.23 4.24 4.25 4.26 4.27 4.28 4.29 4.30 4.31 4.32 4.33 4.34 4.35 4.36 4.37 4.38 Les profils de cisaillage pour une vitesse de 58mm.s−1 . . . . . . . . . . Zone de rupture ductile, présence de cupule sans inclusions . . . . . . . Répartition des 3 zones pour une vitesse de 58 mm.s−1 . . . . . . . . . Répartition des 3 zones pour une vitesse de 154 mm.s−1 . . . . . . . . Evolution de la pénétration à rupture de l’outil avec le jeu . . . . . . . Modèle géométrique du poinçonnage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Modélisation des conditions aux limites . . . . . . . . . . . . . . . . . . Maillage de la tôle . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Evolution du maillage pour un jeu de 15, 38% et une vitesse 79, 3mm.s−1 : (a) pénétration de 50% ; (b) pénétration de 85% . . . . . . . . . . . . . Séparation du maillage (pénétration 100%) . . . . . . . . . . . . . . . . Distribution de la contrainte équivalente dans la tôle : Cas de cisaillage (Vitesse = 154 mm.s−1 , Jeu = 7,69%) . . . . . . . . . . . . . . . . . . Distribution de la contrainte équivalente dans la tôle : Cas de poinçonnage (Vitesse = 126,9 mm.s−1 , Jeu = 7,69%) . . . . . . . . . . . . . . . . . Distribution de la déformation plastique équivalente dans la tôle : Cas de cisaillage (Vitesse = 154 mm.s−1 , Jeu = 7,69%) . . . . . . . . . . . Distribution de la déformation plastique équivalente dans la tôle : Cas de poinçonnage (Vitesse = 126,9 mm.s−1 , Jeu = 7,69%) . . . . . . . . Application des paramètres de Gurson identifiés pour une vitesse de 111mm.s−1 à une vitesse de 87, 2mm.s−1 (Jeu identique) . . . . . . . . Courbes force-pénétration numérique et expérimentale (Vitesse = 126,9 mm.s−1 ) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Modèle géométrique du cisaillage . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Courbes force-pénétration numérique et expérimentale (Vitesse = 154 mm.s−1 ) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . xvii 103 103 104 104 105 106 106 107 108 108 109 110 111 112 113 115 117 119 5.1 Mode de détermination de l’état du matériau au voisinage du bord découpé123 5.2 Schéma de principe d’un nanoindenteur . . . . . . . . . . . . . . . . . . 123 5.3 Illustration du comportement de la matière sous l’indenteur et définition des différentes profondeurs caractéristiques (hT , hS , hR et hC ) sous charge (trait continu) et après décharge (trait pointillé) [28] . . . . . . . . . . 125 5.4 Cycle de charge/décharge du nanoindenteur . . . . . . . . . . . . . . . 126 5.5 Image MEB d’une empreinte résiduelle d’un indenteur conique : (a). Vue dans le plan ; (b). Vue à 75◦ ; (c). Vue à 45◦ . . . . . . . . . . . . . . . 127 5.6 Echantillon poinçonné utilisé pour un essai de nanoindentation . . . . . 128 5.7 (a). Empreintes du nanoindenteur au voisinage du bord découpé ; (b). Impact rémanent à la surface d’un échantillon . . . . . . . . . . . . . . 129 5.8 Courbes Charge/Pénétration au voisinage du bord découpé . . . . . . . 130 5.9 Evolution de la dureté au voisinage du bord découpé . . . . . . . . . . 131 5.10 Superposition des deux courbes expérimentale et numérique . . . . . . 132 Table des figures xviii 5.11 Principe de la méthode inverse . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.12 Caractéristiques du maillage éléments finis . . . . . . . . . . . . . . . . 5.13 Evolution de la déformation plastique cumulée p0 au voisinage du bord découpé . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.14 Evolution de la limite élastique σy au voisinage du bord découpé . . . . 5.15 Trajet le long duquel est relevée la déformation plastique équivalente (Vitesse de poinçonnage = 126, 9mm.s−1 ; Jeu = 3, 85%) . . . . . . . . 5.16 Comparaison entre les résultats de l’identification inverse et les prédictions de la simulation : (a). Déformation plastique équivalente p0 ; (b). Limite élastique σy . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 134 136 6.1 6.2 6.3 6.4 Aperu général du banc de mesures magnétiques . . . . . . . . . . . . . Dimensions des culasses et bobinage d’excitation . . . . . . . . . . . . . Schéma du système d’alimentation . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Aquisition des signaux à la base du traitement numérique : I(t) et V (t) (”Sollac M800-65A”, non déformé, champ sinusoı̈dal à 50Hz) . . . . . . Evolution de B(t) et H(t) calculée sur une période (”Sollac M800-65A”, non déformé, champ sinusoı̈dal à 50Hz) . . . . . . . . . . . . . . . . . . Mesures sur éprouvette non déformée (Sens longitudinal, f=50Hz) . . . Courbes d’aimantation Bmax (Hmax ) obtenues pour différents taux de déformation plastique. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Evolution de µr avec εp pour différentes valeurs de Hmax . . . . . . . . . Evolution des cycles d’hystérésis dynamiques avec εp . . . . . . . . . . . Evolution de Bmax avec εp pour trois valeurs de Hmax . . . . . . . . . . Evolution de µr avec εp pour différentes valeurs de Hmax . . . . . . . . . Méthode d’évaluation des propriétés magnétiques au voisinage du bord découpé . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Evolution de la perméabilité relative au voisinage du bord découpé. . . Evolution de l’induction maximale au voisinage du bord découpé (Induction maximale à Hmax = 200 et 1000A.m−1 ) . . . . . . . . . . . . . . . Evolution de l’induction maximale au voisinage du bord découpé (Induction maximale à Hmax = 5000A.m−1 ) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 143 144 145 A.1 Equilibre d’un solide . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 181 C.1 C.2 C.3 C.4 191 191 192 6.5 6.6 6.7 6.8 6.9 6.10 6.11 6.12 6.13 6.14 6.15 Cas d’une éprouvette non déformée (sans trou) . . . . . . . . . . . . . . Cas d’une éprouvette avec trou (9mm de diamètre) . . . . . . . . . . . Aperçu des équipotentielles (B = 1,1 Tesla). . . . . . . . . . . . . . . . Courbes d’aimantation experimentales et numériques pour une éprouvette avec et sans trou. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 137 138 138 139 148 148 150 152 153 153 154 155 156 157 158 158 193 Table des figures D.1 Influence du poinçonnage sur les caractéristiques magnétiques du ”Sollac M800-65A”, f=50Hz. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . xix 195 Chapitre 1 Introduction 1.1 Introduction La technique de découpage des métaux est apparue la première fois en 1929. Cette date a marqué la publication du premier brevet décrivant le procédé de découpage au moyen d’une machine hydraulique et d’un outillage spécial qui était conçu de manière à bloquer la matière avant qu’elle ne soit découpée. Vers 1950 plusieurs chercheurs se sont intéréssés vivement à cette technique qui s’est avérée rapide et moins coûteuse pour l’obtention de profils donnés et avec la maı̂trise de plusieurs paramètres tels que la composition chimique et le traitement des aciers constituant l’outillage, on assiste actuellement à la construction de nouvelles machines plus performantes. Les procédés de mise en forme des métaux sont des opérations réalisées dans le but d’obtenir des formes finales désirées dans les applications industrielles. C’est ainsi que les opérations d’emboutissage ou de forgeage entrent dans cette catégorie. L’opération de découpage des métaux peut être considérée comme une opération de mise en forme particulière dans le mesure où le but final est l’obtention d’une pièce mise en forme par découpage dans une tôle. Cette opération est particulière, parce qu’elle nécessite une analyse fine où le comportement du matériau voit une dégradation continue de ces propriétés élastiques et plastiques, pour déboucher à la fin du processus sur la rupture totale de la partie découpée. Les procédés d’usinage et de mise en forme des produits plats sont divers. Dans ce travail on s’interessera essentiellement au poinçonnage et au cisaillage comme procédés de découpe, le premier se faisant avec un outil à contour fermé alors que le second nécessite INTRODUCTION 2 un outil à contour droit et ouvert. La norme française d’origine européenne NF EN 10079 (décembre 1992) donne la définition des produits plats en acier : ”Produits de section droite presque rectangulaire et dont la largeur est très supérieur à l’épaisseur. Leur surface est techniquement lisse mais peut également, dans certains cas (par exemple : tôles à larmes), présenter intentionnellement certains creux ou reliefs régulièrement espacés”. Ils sont élaborés en grande partie par laminage(Figure 1.1). Fig. 1.1 – Circuit de fabrication des tôles laminées en bandes [2] 1.2 Découpage par poinçonnage ou cisaillage Le découpage au sens général du terme [29] consiste à enlever de la matière par un cisaillement normal au plan de la tôle et éventuellement non perpendiculaire à ce plan. Dans la littérature, les études portent essentiellement sur le poinçonnage [30] et le cisaillage [31]. Les investigations sur le poinçonnage ont commencé dès le début du siècle dernier. Des INTRODUCTION 3 études expérimentales et théoriques sur des configurations planes ( [32], [33]) ou axisymétriques ( [34], [35]) ont permis de développer les grandes théories qui définissent les modes de déformations au cours du processus ainsi que la distribution des contraintes en fonction de certains paramètres géométriques et matériels. Elles ont montré que, durant ce procédé, la tôle est soumise à un effort de cisaillement. La théorie du cisaillement pur pour des tôles minces quant à elle a été bien détaillée par Iosipescu [36]. Dans la suite, nous nous intéresserons à la compréhension du mécanisme de poinçonnage et des modes de cisaillement. 1.2.1 Procédé de poinçonnage ”Le poinçonnage est un cisaillage de forme fermée. C’est un glissement de métal dans un plan transversal entre deux barres, sans que celles-ci se déforment et ne cessent d’être parallèle. Le débouchage du trou est exécuté à l’aide d’un poinçon et d’une matrice, deux outils comparables aux lames de cisaille [3].” Les machines classiques de poinçonnage sont constituées d’un poinçon, d’une matrice et d’un serre-flan. L’ensemble est monté sur une presse mécanique ou hydraulique. Le poinçon a la forme générale d’un cylindre mais d’autres formes peuvent exister. La tôle vient se fixer entre la matrice et le serre-flan (Figure 1.2). Fig. 1.2 – Représentation shématique du procédé de poinçonnage INTRODUCTION 4 Le poinçon est guidé en translation, généralement avec un mouvement du haut vers le bas. Initialement le poinçon vient au contact du matériau, et, avec l’accroissement de la pénétration, il déforme plastiquement la tôle jusqu’à engendrer des fissures. La croissance et la propagation de ces fissures se font dans les zones proches des rayons de courbure du poinçon et de la matrice. Finalement, lorsque la pénétration atteint une valeur critique, une rupture ductile se produit et la matière se sépare donnant ainsi la forme du produit final. Cette pénétration critique se situe entre 15 et 85% de l’épaisseur de la tôle (Figure 1.3). Elle dépend essentiellement du jeu, de la ductilité du matériau et de l’épaisseur de la tôle [22]. Fig. 1.3 – Les différentes phases de poinçonnage [3] Dans le but d’améliorer et d’optimiser ce procédé, les industries s’appliquent à analyser l’évolution de l’effort qu’exerce le poinçon sur la matière en fonction de sa pénétration. La connaissance des efforts de coupe permet un choix convenable de la INTRODUCTION 5 presse et une meilleure estimation de la durée de vie des outils.Un second indicateur qui intéresse les industries est le profil de découpe qui permet de juger la qualité finale du produit. 1.2.2 Procédé de cisaillage ”Le cisaillage, est un glissement de métal dans un plan transversal entre deux barres, sans que celles-ci se déforment et ne cessent d’être parallèles (Figure 1.4) [37].” Fig. 1.4 – Représentation shématique du procédé de cisaillage Il existe deux familles d’essais pour le cisaillage. Les essais effectués à faibles vitesses, considérés comme quasi-statiques et les essais dits dynamiques. Pour une configuration quasi-statique de cisaillement de tôles minces, la littérature décrit deux approches distinctes mettant en jeu différents schémas de mode de cisaillement. Le premier type de configuration est celui proposé par G’Sell [38], décrit dans la figure 1.5.a. INTRODUCTION 6 Fig. 1.5 – Configuration des tests de cisaillement, (a) une zone de cisaillement ; (b) deux zones de cisaillement Cette configuration a été introduite la première fois pour étudier le cisaillement des polymères minces (1983). Ce principe a été ensuite repris pour l’étude des aciers doux [39], la fatigue en cisaillement des alliages d’aluminium [40] et pour les alliages à mémoire de forme [41]. Les essais de cisaillage présentés dans la suite de ce mémoire utilisent cette méthodologie. La seconde configuration a été élaborée par Yoshida et Myauchi [42]. Elle se base sur le principe d’un cisaillement double (Figure 1.5.b). L’avantage fondamental de cette configuration est le respect de la symétrie géométrique par rapport à la direction du chargement. A grande vitesse, les essais de cisaillement se font avec des bancs expérimentaux spécifiques tels que l’appareillage de Kolsky [43], nommé aussi SHPB (Split Hopkinson Pressure Bar) combiné pour un essai de cisaillement double. Les vitesses de déformation atteignent 104s−1. Ces essais permettent d’étudier séparément l’impact de la déformation, du taux de déformation et de la température sur la réponse du matériau. D’autres techniques sont à l’étude [11] qui permettent de faire des études à très hautes vitesses de déformation (supérieures à 104s−1 ). Elles présentent l’avantage de s’affranchir des bruits parasites et des effets de l’onde de choc qui peuvent intervenir. INTRODUCTION 1.3 7 Approche expérimentale de l’opération de découpage Une description du comportement de la tôle au cours de l’opération de découpage est donnée par Maillard [4], en analysant le diagramme de l’effort vertical exercé sur le poinçon en fonction de sa pénétration dans la tôle. Il distingue cinq phases principales comme le montre la figure 1.6. Fig. 1.6 – Comportement du matériau au cours de l’opération de découpage [4] Phase OA : Caractérise un comportement élastique. Dans cette phase, la partie de la tôle découpée subit un bombé attribué à un phénomène de flexion. Phase AB : L’allure non linéaire de cette portion du diagramme indique une plastification de la tôle, plastification qui est accompagnée par un durcissement du matériau (écrouissage) caractéristique du comportement d’un matériau ductile. Phase BC : La chute de l’effort exercé sur le poinçon depuis le point B est liée à une perte de portance de la tôle. Une partie de l’épaisseur de la tôle au voisinage de la matrice est cisaillée. Autrement dit, on assiste à un début de découpage par réduction de la section cisaillée qui engendre l’affaiblissement de la résistance de la tôle. Phase CD : La chute brutale de l’effort à une profondeur de pénétration pratiquement constante, est attribuée à un amorçage de fissure et à la propagation de celle-ci. INTRODUCTION 8 Phase DE : La résistance de la tôle par cohésion étant totalement mobilisée (phase AB, phase BC, phase CD) la phase DE semble liée aux différents phénomènes qui interviennent après cisaillement de la tôle. Une résistance par frottement entre la pièce découpée et la tôle est présente dans cette phase. 1.3.1 Mécanismes de l’opération de découpage L’analyse du processus de découpage est complexe car divers phénomènes physiques tels que l’écrouissage, l’endommagement, l’initiation et la propagation des fissures doivent être pris en considération afin de décrire l’opération entre son début (comportement élastique du matériau) et sa fin (rupture totale de la tôle). De nombreuses études décrivant les mécanismes de découpe peuvent être trouvées dans la littérature [44], [45], [4], [46], [47]. Concernant l’influence de la nature du matériau, Wong et Das [5] décrivent deux cas extrêmes de comportement : Fig. 1.7 – Aspects expérimentaux du bord découpé [5] 1. Le matériau est ductile. Dans ce cas la matière est parfaitement plastique et s’écoule d’une façon ductile dans le plan du mouvement de l’outil. Si le jeu entre le poinçon et la matière est choisi d’une façon optimale, la pièce présente alors un aspect de bord uniquement cisaillé (Figure 1.7.a). C’est le cas lorsque l’épaisseur de la tôle est très faible ou lorsqu’on découpe la tôle à chaud. La séparation finale des deux parties de la tôle se fait quand le poinçon a déjà traversé toute l’épaisseur de celle-ci pour chasser la partie découpée. 2. Le matériau est fragile. Dans ce cas la matière est sensible à la fissuration. L’apparition de fissures et leur propagation pendant la descente de l’outil à partir des INTRODUCTION 9 arrêtes de coupe du poinçon et de la matrice provoquent la rupture souvent brutale de la pièce. La pièce présente dans ce cas uniquement une surface de rupture (Figure 1.7.b). En réalité, pour la plupart des tôles, le comportement lors du découpage est en général situé entre ces cas extrêmes. S’il y a un comportement ductile il va y avoir plus de déformation dans la zone de coupe et on obtiendra une forme en ”S” après rupture. Par contre, si le comportement du matériau est fragile la zone de découpe ne présentra pas beaucoup de déformation (Figure 1.7.b). Au début de l’opération, le comportement du matériau est gouverné par une phase élastoplastique endommageable (jusqu’à la naissance des fissures) et ensuite, une phase qui consiste en une propagation plus ou moins brutale des fissures jusqu’à la rupture finale [44], [45]. La modélisation de la découpe peut être basée sur la mécanique de l’endommagement. Comme l’a montré Hambli [48], il est possible de simuler la propagation des fissures à partir de la chute brutale du module d’élasticité endommagé. Osaki et Yoshikai [46] distinguent deux mécanismes durant la première phase d’écoulement plastique : le matériau subit d’abord une indentation des parties saillantes de l’outil. Il est ensuite cisaillé consécutivement au mouvement relatif des deux parties de la pièce poussée par les lames de l’outil (Figure 1.8). Fig. 1.8 – Mécanismes d’indentation et de cisaillement Ils montrent cependant, pour un poinçon à base plane, que lorsque le diamètre est supérieur à l’épaiseur de la tôle il ne s’agit plus de poinçonnage de petits diamètres et l’étape d’indentation peut être négligée. Atkins [49], décrit la phase d’écoulement plastique comme la somme des déformations plastique et d’amorçage de microfissures provenant des ruptures de particules de seconde phase, de décohésion entre ces particules 10 INTRODUCTION et la matrice, de la concentration de lignes de glissement dans la zone cisaillée. Cette description est conforme à celle proposée par Kondo [6], concernant le mécanisme à l’origine de la formation de la zone cisaillée du bord découpé : – amorçage de microfissures depuis l’arête de coupe et dirigée vers la région située sous la face de l’outil où la valeur de la contrainte hydrostatique de compression est la plus faible. – rupture des fibres les unes après les autres (Figure 1.9). Fig. 1.9 – Mécanisme du cisaillement [6] Au passage de l’arête d’outil, les fissures créées sont raclées ; il se forme alors une surface lisse caractéristique de la zone cisaillée. Ce mécanisme s’appuie sur les observations effectuées sur des découpes partielles montrant les distorsions de la texture de laminage sur le bord cisaillé. Les fibres s’allongent en direction de l’outil et paraissent comme coupées au niveau du plan de cisaillage. Pendant la phase de rupture, l’amorçage des fissures se produit en aval de l’arête de coupe [50]. Ces fissures se propagent et provoquent la rupture de la pièce avant que le poinçon n’ait traversé la tôle. Organ et Mellor [51], ont observé des faciès de rupture de matériaux métalliques et ont montré des surfaces à cupules caractéristiques de la rupture ductile. 1.3.2 Bilan sur le comportement du matériau au cours de la découpe Cette revue bibliographique du comportement du matériau pendant l’opération de découpe montre que la simulation complète de l’opération doit rendre compte de différents mécanismes tels que : INTRODUCTION 11 – la phase élastique correspondant au début de l’opération, – la phase plastique avec écrouissage du matériau pendant laquelle le bombé se forme, la tôle est ensuite cisaillée suivant un mécanisme qui semble conjuguer les déformations et les ruptures de fibres. Simultanément, la croissance rapide de la flexion de la tôle et la réduction des surfaces d’appui de l’outil ont pu être constatées pendant cette phase [50]. L’évolution du contact tôle-outil et tôlematrice devra également être pris en compte dans la simulation, – la phase de rupture finale. Cette phase correspond à un processus d’amorçage et de coalescence de macrofissures suivant un processus de rupture ductile. Compte tenu de l’objectif de notre étude, il sera donc nécessaire de rendre compte de ces phases de l’opération de découpe pour mener à bien la simulation de ce procédé. 1.4 Modélisation éléments finis de l’opération de découpage La modélisation numérique s’impose comme un moyen d’étude et de recherche dans l’industrie. Ces vingt dernières années, des progrès notables ont été réalisés dans le développement des méthodes de calculs pour une grande variété de procédés de mise en forme tel que le poinçonnage ou le cisaillage. Les premiers travaux de recherche recensés dans ce domaine [52] concernent la simulation de procédés 2D en supposant un comportement rigide plastique du matériau. Depuis des conférences internationales ont été organisées à partir de 1986 concernant la mise en forme des matériax (Numiform), et de manière plus spécifique la mise en forme des tôles (Numisheet), afin de confronter les avancées techniques dans ces domaines. Ainsi, de nombreux logiciels de simulation de procédés de mise en forme sont disponibles sur le marché, comme les codes généralistes (ABAQUS, MARC, ADINA...). Dans le cas de la simulation numérique du procédé de découpage tels que le poinçonnage ou le cisaillage, les besoins exprimés par l’industrie concernant la fiabilité et la rapidité des simulations, nécessitent le développement des modèles théoriques et numériques permettant de reproduire l’opération de mise en forme. Ces modèles sont ainsi mis au point afin de résoudre les difficultés qui proviennent des multiples non-linéarités mécaniques couramment rencontrées dans la simulation des procédés de mise en forme telles que : – Les non-linéarités géométriques qui apparaissent dans les problèmes comprenant des grandes déformations, déplacements et rotations. – Les non-linéarités matérielles dues à la loi de comportement du matériau. – Les non-linéarités liées aux variations des conditions aux limites dues au contact. INTRODUCTION 12 Numériquement, ces difficultés se manifestent à différents niveaux en particulier pour : – La résolution des équations non linéaires d’équilibre ; – L’intégration des lois de comportement ; – La résolution des problèmes locaux de contact et de frottement couplés avec la résolution globale des équations d’équilibre ; – Les fortes distorsions du maillage apparaissant au cours du calcul et conduisent à une solution erronée voire à l’arrêt prématuré des calculs. 1.4.1 Algorithmes de résolution La résolution des équations d’équilibre non linéaires constitue un domaine de recherche important dans la modélisation numérique des structures. Plusieurs techniques numériques ont été développées, et une comparaison des différentes méthodes peut être trouvée dans [53] et [54]. En particulier, pour des procédés de mise en forme simples, la méthode implicite dite quasi-statique permettant d’assurer l’équilibre à chaque pas, apparaı̂t comme la plus efficace. Le développement de cette méthode a été assurée pendant les années 80. Cependant, le passage à la résolution de problèmes 3D a fait apparaı̂tre d’autres complications comme des instabilités dues aux états de contraintes locaux, à l’augmentation des inconnues dues au contact. Ces difficultés se traduisent par un nombre d’incréments et d’itérations d’équilibre important et des temps de calculs longs avec risque de non convergence du processus. Ainsi des approches explicites statiques et dynamiques ont été développées ces dernières années. Actuellement, la majorité des simulations à grandes échelles des procédés de mise en forme, sont réalisées avec des méthodes dynamiques explicites. Ces méthodes 1 , néanmoins peuvent devenir instable si le pas de calcul n’est pas assez petit, ce qui conduit à des temps de résolution importants. 1.4.2 Remaillage pour l’opération de découpage Pour de nombreux problèmes pratiques de calcul par éléments finis, les stratégies de remaillage sont nécessaires pour obtenir une solution numérique avec une précision définie a priori. Dans le cas de la découpe, l’adaptivité du maillage est un outil essentiel. Pour la méthode des éléments finis, il est communément admis que la précision des 1 Nous décrivons dans l’annexe A, les algotithmes de résolution utilisés dans les problèmes de mise en forme. INTRODUCTION 13 résultats obtenus en calcul de structures et le temps de calcul, dépendent largement de la précision de la discrétisation temporelle et spatiale employées. Ainsi, de manière empirique, les utilisateurs de codes de calculs apportent couramment des modifications jugées bonnes, au maillage décrivant la géométrie de leur problème, afin d’obtenir des résultats de grande qualité, pour un coût de calcul acceptable. Le but de ces modifications est d’enrichir l’approximation en adaptant soit la taille des éléments soit le degré d’interpolation polynomiale des éléments. Plusieurs approches ont été développées et utilisées dans les problèmes linéaires et dans certains problèmes non linéaires. L’un des premiers articles à traiter de ce problème pour la mise en forme des matériaux a été présenté par Zienkiewicz [55]. En utilisant la technique de projection-lissage développée pour les problèmes linéaires, l’auteur propose un estimateur d’erreur basé sur le taux d’énergie dissipée. L’utilisation de cet estimateur a été prolongée pour la localisation de contrainte en cisaillement [56] et aussi lors de l’application des modèles poreux [57]. D’autres auteurs se sont intéréssés à l’application de cet estimateur pour les problèmes non linéaires comme Fourment (application de la déformation viscoplastique lors de la mise en forme des matériaux [58]) et Moal (couplage thermomécanique avec un modèle viscoplastique parfait [59]). Dans le contexte de la localisation des déformations, Péric [60] a introduit la formulation thermodynamique pour indiquer l’erreur lors des petites déformations élastoplastiques. L’utilisation d’un indicateur d’erreur a été étendue plus tard aux problèmes à grandes déformations élastoplastiques. Certains auteurs utilisent un schéma d’intégration implicite, d’autres des algorithmes dynamiques explicites. La combinaison entre différents indicateurs d’erreurs a été aussi envisagée ( [61], [62]). Les indicateurs d’erreurs – Indicateurs d’erreurs en plasticité : Le premier pas vers les indicateurs d’erreur applicables en grandes déformations pour les problèmes élastoplastiques est de modifier, d’une façon appropriée, les variables d’états. L’estimation de l’erreur peut se faire par une procédure élémentaire : on remplace les valeurs exactes des variables et de certaines dérivées utiles au problème par les valeurs post-traitées obtenues par simulation numérique. Il existe des indicateurs d’erreurs basés sur la norme de l’énergie, sur la dissipation plastique et sur le travail plastique. Il est possible de combiner plusieurs indicateurs d’erreurs. On peut définir par exemple un indicateur unique qui rassemble celui basé sur la norme d’énergie et celui de la dissipation plastique (ou du travail). L’indicateur d’erreur le plus approprié pour traiter les problèmes industriels les plus répandus (grandes déformations élastoplastiques) est celui basé sur le taux du travail plastique. Cependant, pour INTRODUCTION 14 des problèmes qui présentent de grands gradients de déformations localisés, c’est à dire qui traitent de l’endommagement, la formulation d’indicateurs d’erreurs plus spécifiques est indispensable. – Indicateurs d’erreur pour l’endommagement : L’idée essentielle pour modéliser correctement l’endommagement du matériau est de corréler la procédure de remaillage avec le mécanisme d’endommagement. Ainsi, la mesure d’erreur est effectuée suivant des indicateurs du taux d’endommagement et la procédure de remaillage ne se fait plus uniquement sur le critère de l’évolution de la déformation plastique mais s’intéresse aussi aux régions de rupture. Au départ, le critère utilisé pour représenter la rupture ductile était basé sur le travail total de la plasticité. Par la suite, Kachanov [63] présenta une analyse alternative de la rupture ductile connue sous le nom de ”mécanisme continu d’endommagement”. Le développement des techniques expérimentales et l’amélioration des modèles élastoplastiques en analyse par éléments finis a favorisé l’implantation de cette analyse pour les processus de mise en forme des matériaux [64]. La plupart des simulations numériques récentes investissent énormément dans le choix du critère approprié qui pilote la procédure de remaillage. Un schéma de remaillage adaptatif a été proposé par Ortiz [65] dans lequel la densité du maillage augmente dans certaines régions. Le remaillage adaptatif consiste à adapter le maillage initial à l’évolution de la géométrie en cours de la déformation. Il est basé sur la formulation mixte Euler-Lagrange. La formulation mixte Euler-Lagrange(ALE) Les inconvénients des formulations lagrangienne et eulérienne peuvent être largement minimisés grâce à l’adoption de formulations mixtes eulériennes/lagrangiennes. D’une manière générale, dans la littérature, on dénomme formulation mixte eulérienne/lagrangienne ou formulation eulérienne/lagrangienne arbitraire, toute formulation contenant simultanément une part eulérienne et une part lagrangienne. Pour conserver une notation classique, l’abréviation anglo-saxone est conservée dans la suite du texte : cette formulation est ainsi appelée formulation ALE (Arbitrary Lagrangian Eulerian) ( [7], [66], [67]). La formulation ALE permet de combiner les avantages de la représentation lagrangienne (bonne définition des frontières variables, facilité d’imposer des conditions aux limites matérielles) et ceux de la formulation eulérienne (possibilité de prise en compte INTRODUCTION 15 de grandes distorsions). Le principe de cette formulation mixte est l’utilisation de maillages se déplaçant à taux indépendant (bien que non nul) de celui de la matière. En conséquence, la matière se déplace par rapport au maillage, comme dans une formulation eulérienne pure, mais la forme extérieure des éléments est contrôlée par les conditions aux limites du problème, comme dans une formulation lagrangienne. La figure 1.10 illustre les difficultés associées aux formulations eulériennes et lagrangienne ainsi que l’intérêt de la formulation ALE 2 . Fig. 1.10 – Intérêt de la formulation ALE : (a) Formulation eulérienne (non coı̈ncidence des frontières) ; (b) Formulation lagrangienne (distorsions) ; (c) Formulation ALE [7] L’adaptivité du maillage est un élément nécessaire dans l’analyse numérique et qui se fait par diminution de la taille des éléments là où la qualité de la solution n’est plus garantie soit par augmentation de la taille là où s’est nécessaire. Les indicateurs d’erreurs permettent d’effectuer cette adaptavité d’une manière automatique. Décision de remaillage La décision de remaillage est pilotée par l’utilisateur qui fixe une fréquence d’exécution du remaillage en fonction du procédé simulé. Cette procédure semble bien adaptée au problème traité pour lequel l’évolution de la déformation est globalement uniforme. D’autres critères de décision sont néanmoins envisageables. 2 La mise en équations de la formulation ALE est détailée dans l’annexe B. 16 INTRODUCTION – Critères géométriques : Lorsque l’erreur de discrétisation des contours devient trop importante, il est nécessaire de régénérer le maillage en augmentant la discrétisation dans ces zones. Ce critère géométrique s’appuie sur la discrétisation des zones en contact. Il est calculé de la manière suivante. Supposons qu’un contacteur maı̂tre pénètre d’une distance ζ, sur le côté d’un élément de contact esclave(1 − 2), comme présenté ci-dessous (Figure 1.11). Fig. 1.11 – Critère de pénétration Le remaillage est réalisé lorsque la pénétration maximum ζmax (analogue à l’erreur de troncature géométrique) rencontrée sur tous les éléments du modèle atteint une valeur seuil ζ0 donnée par l’utilisateur. Cette procédure permet ainsi de déclencher le remaillage lorsque la discrétisation des contours n’est pas assez précise pour représenter correctement la géométrie évolutive du problème. Cependant cette procédure n’est sensible que dans des phases de pénétrations importantes d’outils. Ainsi, il a été trouvé que des distorsions majeures d’éléments peuvent ne pas être corrigées à temps par l’application de cette procédure. Une autre approche consiste à vérifier la qualité géométrique de chaque élément au cours des pas, et à exécuter un remaillage lorsqu’un critère de qualité est dépassé. De nombreux critères ont été évalués dans la littérature [68] et cette méthode est couramment employée. Cependant, elle est applicable lorsque le mailleur utilisé est de qualité suffisante pour garantir des facteurs de forme des éléments acceptables pour toute géométrie. INTRODUCTION 17 – Critère énergétique : Ces critères sont essentiellement basés sur des estimateurs d’erreur locaux. Le remaillage est décidé lorsqu’une erreur globale sur la structure ou une erreur locale sur un élément dépasse l’erreur admissible prescrite par l’utilisateur. 1.5 Synthèse Le poinçonnage et le cisaillage sont largement utilisés dans la catégorie des procédés dit conventionnels, du fait de leur simplicité de mise en place et du faible coût de revient. Au long de ces dernières décennies, d’autres procédés, non conventionnels, ont été développés. Ils permettent une meilleure productivité (rendement important, vitesse de découpe élevée) et l’obtention de formes complexes mais leur coût est encore relativement élevé. Concernant les méthodes numériques, ils constituent en général un outil efficace pour la conception de procédés de mise en forme. Dans le cas du poinçonnage, ou du cisaillage, la mise en place d’un simulateur numérique permet, par une approche itérative, une optimisation du procédé. Elle est d’une grande importance dans la phase de développement du procédé pour d’une part, établir les trajets de chargement (pression, déplacement) et d’autre part, pour étudier la sensibilité aux paramètres. Dans l’industrie, l’application de la méthode des éléments finis est assez récente. L’utilisation des ordinateurs très puissants permet depuis peu d’avoir des applications en trois dimensions. De plus, la simulation numérique permet de mieux comprendre le procédé en suivant l’évolution des variables internes lors du poinçonnage ou du cisaillage, elle facilite également la mise au point du procédé et la détermination des limites réduisant ainsi le nombre de tests préparatoires. 1.6 1.6.1 Problématique liée à la thèse Problématique en découpage des tôles minces ferromagnétiques La mise en forme des tôles ferromagnétiques utilise les mêmes procédés classiques que ceux employés pour les tôles minces non magnétiques : découpage par cisaillage, poinçonnage, etc. Les appareils électromécaniques, que ce soient les transformateurs ou les moteurs électriques, INTRODUCTION 18 sont constitués de tôles minces empilées les unes sur les autres et assemblées entre elles par divers processus tels que rivettage, boulonnage ou soudage. Les tôles sont découpées selon des formes bien particulières, spécifiques au type d’appareil auquel elles sont destinées. Les techniques de découpe diffèrent d’un fabricant à l’autre ; cependant nous retrouvons toujours les mêmes opérations de base : cisaillage, perçage, poinçonnage. Fig. 1.12 – Formes typiques de tôles magnétiques obtenues après mise en oeuvre INTRODUCTION 19 La figure 1.12 représente plusieurs formes typiques de tôles ferromagnétiques : – A : Tôles de stator à profil de dents complexe, utilisées pour la conception de moteurs pas à pas. – B : Tôles laminées pour rotor et stator obtenues par poinçonnage et perçage. – C : Formes de tôles magnétiques employées dans les transformateurs et systèmes électromécaniques, etc. Les aciers magnétiques peuvent se classer selon leur aptitude aux procédés de découpage. Les alliages présentant les meilleurs propriétés mécaniques pour la mise en forme sont les aciers conventionnels à bas carbone. Cependant, leurs propriétés magnétiques restent médiocres. Viennent ensuite les aciers au silicium non orientés puis les alliages orientés, dont la texture a tendance à les fragiliser. Les matériaux les plus difficiles à usiner sont les FeNi et FeCo. Nous constatons que plus les propriétés magnétiques du matériau sont bonnes, moins celui-ci est facile à mettre en oeuvre. Un compromis est donc à rechercher entre ces deux propriétés, qui dépend essentiellement de l’utilisation prévue du matériau. Dans le cas du découpage de tôles de stators et de rotors, les différentes opérations sont souvent automatisées ; la figure 1.13 montre une séquence typique d’opérations de fabrication de stators et de rotors à partir d’une tôle. Fig. 1.13 – Différentes étapes possibles pouvant intervenir dans un processus de découpe d’un stator et d’un rotor dans une tôle laminée [8] La matière otée au centre du stator est utilisée pour le rotor. Les presses sont souvent à découpes multiples : plusieurs éléments de stators et rotors sont ainsi simultanément découpées dans une tôle. Les matrices utilisées pour le poinçonnage des tôles sont à une ou plusieurs entailles. Celles à entaille unique représentent un coût moins élevé pour le fabricant. De plus, l’outil peut être utilisé sur différents alliages et pour différentes géométries de moteurs. Ces matrices servent pour des productions limitées. Au contraire, les matrices à entailles multiples permettent à la presse d’opérer à capacité maximale sans interruption. INTRODUCTION 20 Cependant, tout changement dans la conception du produit rend l’outil inutilisable. Les pièces plates découpées présentent souvent un cambrage. Il peut s’agir d’un galbe initial de la tôle ou d’un effet de la découpe. L’aptitude à la découpe d’une tôle est déterminée par la nature même du matériau et de l’outil de découpe utilisé. La bavure générée lors de la découpe dépend principalement de l’affûtage de l’outil. Une hauteur de bavure très importante peut engendrer le refus du produit, surtout pour les pièces de faibles épaisseurs. Le poinçonnage ou le cisaillage génèrent des endommagements complexes en bord de découpe, avec des zones en forte traction et compression [4]. Le produit présente alors une dégaradation importante des propriétés magnétiques du matériau lors de sa mise en oeuvre. Pour des raisons de compétitivité, les diverses opérations de découpe des tôles doivent s’effectuer dans des délais raisonnables. Sauf cas particuliers, le produit ne subit aucun recuit après sa mise en forme. De nombreux types de tôles sont livrés enduits d’un revêtement isolant, protecteur contre la corrosion et qui améliore l’aptitude de découpe de la tôle [69]. Ce revêtement, de nature organique ou inorganique [70], est très souvent déposé en fin de production des bandes laminées. La mise en forme finale des machines s’accompagne alors souvent d’un rattrapage des défauts de planéité, de bavures, de l’alignement, ou du galbe. Elle nécessite l’emploi de techniques agressives pour la tôle : serrage en force, mise sous contraintes des pièces, soudage, moulage, etc, [71]. 1.6.2 Objectifs de la thèse Parmi l’ensemble des opérations réalisées dans le travail des tôles, l’opération de découpage tient une place à part. En effet, l’emboutissage, le pliage ou le relevage de collerette sont, par exemple, des opérations qui sollicitent la tôle dans le domaine plastique alors que le découpage, par définition, a pour but de dépasser ce domaine et d’endommager le matériau jusqu’à créer des fissures nécessaires pour amorcer la rupture et détacher la pièce découpée de la tôle. Cette opération est cependant souvent liée aux autres opérations : découpage de flan pour emboutissage, poinçonnage suivi d’un relevage de collerette, détourage de pièce embouties, etc. Le poinçonnage et le cisaillage sont les procédés conventionnels les plus couramment utilisés dans l’industrie pour le découpage. Au cours de son utilisation, l’outil peut connaı̂tre des problèmes de casse (bris d’outil), d’écaillage (rupture locale sur le bord de l’outil) et d’usure progressive des parties actives conduisant en général à un émoussement des arêtes de coupe qui peut être nuisible à la qualité des pièces découpées. Un fort couplage entre le comportement magnétique et l’état mécanique du matériau INTRODUCTION 21 existe. Les caractéristiques magnétiques sont sensibles à la composition chimique du matériau, à sa texture cristallographique, mais aussi aux contraintes mécaniques internes appliquées. Or, les procédés de découpage utilisent des techniques qui déforment plastiquement la matière jusqu’à la rupture finale. Ils engendrent ainsi une dégradation inévitable et importante du comportement magnétique des tôles, essentiellement aux bords découpés. Ce phénomène nuit au rendement des machines électriques et les industries cherchent à prévoir, en amont de leur fabrication, cette perte énergétique afin de mieux dimensionner les pièces les constituant. A l’Université de Technologie de Compiègne, des travaux de recherche ont été initiés dans le but d’estimer l’influence des découpes et des contraintes mécaniques engendrées sur le comportement magnétique du point de vue macroscopique. Hug [8], s’est intéressé à l’étude des dégradations des propriétés magnétiques d’alliages doux avec la déformation plastique. Les alliages étudiés sont des Fe-3%Si à grains orientés et le FeCo-2%V. Hubert [72], puis Iordache [27] ont étudié l’impact des contraintes, internes et appliquées, sur le couplage magnétomécanique. Il découle de leurs travaux que les propriétés magnétiques se dégradent rapidement et d’une façon très prononcée dès les faibles déformations plastiques. Les bords de découpe des pièces sont les zones les plus affectées par cette dégradation. S’inscrivant dans un projet global sur ce thème, les travaux présentés ont pour objectif d’établir des corrélations entre le procédé de mise en forme qui est le découpage (poinçonnage et cisaillage), l’état du matériau qui en résulte et les propriétés magnétiques de ce dernier. Les travaux présentés dans ce mémoire porte sur deux volets ; d’une part l’étude expérimentale et numérique des procédés de poinçonnage et de cisaillage. D’autre part, la mise au point d’un système de mesures des propriétés mécaniques (l’état local de l’écrouissage du matériau) et les propriétés magnétiques au voisinage du bord découpé des produits mis en forme. La combinaison des deux volets, constitue une contribution très importante au développement d’un outil d’aide à la conception de machines électriques tournantes par le biais d’un modèle prédictif permettant d’établir des corrélations entre le procédé de découpe et la dégradation des propriétés magnétiques des tôles découpées. INTRODUCTION 22 Fig. 1.14 – Outil prédictif de la dégradation des propriétés magnéto-mécaniques au voisinage du bord de découpe 1.6.3 Plan du mémoire Par soucis de clarté, ce document a été scindé en cinq chapitres, outre une introduction et une conclusion. Après avoir décrit la problématique liée au découpage, situer le contexte de la thèse et fixé les objectifs des travaux dans le chapitre 1, une étude bibliographique montrant l’influence de certains paramètres sur le procédé de découpage et la qualité de produit ainsi obtenu à l’issu d’une telle opération, est présentée dans le chapitre 2. Ce chapitre comporte également une description de certains modèles de comportement sensibles à la vitesse de déformation. Un intérêt particulier est porté aussi dans ce chapitre, à l’étude des caractéristiques des pièces découpées et l’influence d’une telle opération sur les propriétés magnéto-mécaniques du matériau. Dans le chapitre 3, on décrit la caractérisation du matériau à l’étude, le Fe-3%Si, ainsi qu’à la modélisation de son comportement mécanique. Une loi de comportement appropriée au caractère dépendant de la vitesse de déformation est identifiée pour une INTRODUCTION 23 implémentation numérique. Le quatrième chapitre présente une étude expérimentale et numérique détaillée du poinçonnage et du cisaillage. L’étude expérimentale porte sur l’influence du jeu et de la vitesse de découpe. Les travaux numériques s’intéressent à la validation de la simulation complète des procédés. Le cinquième chapitre est didié à la caractérisation mécanique du matériau au voisinage du bord de découpe. On présente notamment la méthode employée pour quantifier le niveau d’écrouissage. Il s’agit de la technique de nanoindentation couplé avec la méthode d’identification inverse. Enfin, le chapitre 6 est consacré à la caractérisation magnétique au voisinage du bord de découpe. Une campagne d’essais est mise en place pour étudier les modifications du comportement magnétique d’un matériau ayant subi un certain niveau de déformation plastique. Les résultats ainsi obtenues sont corrélés avec les résultats issus de test de nanoindentation afin d’évaluer la variation de certaines grandeurs magnétiques au voisinage du bord de découpe. La démarche développée dans ce travail y est décrite et les résultats obtenus sont exposés. Chapitre 2 Revue de littérature 2.1 Introduction Le problème de découpe induit de fortes non-linéarités géométriques et matérielles. Des phénomènes d’instabilité apparaissent durant la phase d’adoucissement et la rupture intervient d’une manière très rapide. Le métal mis en question perd alors son homogénéité et ne présente plus l’élément de volume au sens de la mécanique des milieux continus. Ce chapitre, présente une revue de la littérature portant sur les différents paramètres qui entrent en jeu durant l’exécution d’une telle opération. L’accent a été mis aussi sur le choix des modèles théoriques nécessaires pour la description du procédé de découpage des tôles. Une fois que le procédé de découpe est mené à terme : quelles sont les caractéristiques des pièces découpées ? Autrement dit, quel est l’état du matériau au voisinage des bords découpés ? 25 REVUE DE LITTERATURE 2.2 2.2.1 Influence de quelques paramètres sur le procédé de découpage Jeu entre le poinçon et la matrice Le jeu j correspond à la distance radiale séparant l’arête coupante de l’outil de la matrice. Il est généralement rapporté à l’épaisseur de la tôle (en %) par l’expression suivante : Rm − Rp ∗ 100(%) (2.1) e où Rm , Rp et e sont respectivement le rayon de la matrice, le rayon de l’outil et l’épaisseur de la tôle (Figure 1.2). j= Ce paramètre affecte de manière significative aussi bien la durée de vie de l’outil, que l’effort maximum de découpe ainsi que la précision dimensionnelle du produit fini [73]. En effet, plus le jeu est grand plus l’effort maximal diminue. Cependant, pour avoir une meilleure qualité de la surface de découpe, il est préférable de diminuer le jeu car la hauteur de la bavure lui est proportionnelle [73]. Ainsi, le jeu optimum est celui pour lequel la direction de propagation des fissures coı̈ncide avec la ligne joignant les angles du poinçon et de la matrice [74]. La figure 2.1 illustre schématiquement les différents aspects de la fissuration de la tôle soumise à un découpage avec différents jeux [9]. Fig. 2.1 – Propagation de la fissure pour différents jeux [9] Des observations expérimentales ont montré qu’un jeu entre le poinçon et la matrice trop faible, provoque un phénomène de dédoublement de la surface de rupture et accroı̂t REVUE DE LITTERATURE 26 la vitesse de l’usure des outils alors qu’un jeu excessif provoque un bombé trés marqué du produit. D’une façon générale, il n’existe pas de règle permettant de déterminer un jeu optimal pour une fabrication donnée. Chaque ouvrage propose des valeurs de jeu plus ou moins concordantes. Le choix final s’appuie sur l’expérience personnelle des opérateurs. 2.2.2 Géométrie de l’outillage Généralement, dans l’industrie, les rayons du poinçon et de la matrice sont choisis de façon identique. Plusieurs études ont été effectuées pour déterminer l’impact de ces paramètres sur l’opération de découpe des tôles minces [75], [23]. Parmi les conclusions les plus significatives, on notera que la pénétration de l’outil, avant rupture, croı̂t avec l’accroissement du rayon de l’outil et de la matrice, et qu’un grand rayon rend plus difficile la naissance et la propagation de fissures du côté de l’outil. On trouve dans [46] une étude expérimentale examinant l’influence de la géométrie de l’outillage sur la qualité géométrique du bord découpé. Les auteurs de [47] ont pu mettre en évidence la dépendance entre le faciès de rupture et la géométrie du bord tranchant de l’outillage. En se basant sur une étude micrographique des pièces découpées, ils ont montré que les phénomènes liés à la naissance et à la propagation des fissures, et par conséquent l’aspect du bord découpé dépendent entre autre de la géométrie du bord tranchant du poinçon. 2.2.3 Coefficient de frottement Les études concernant l’effet du coefficient de frottement sur l’opération de poinçonnage ne sont pas très nombreuses, ceci étant lié à la difficulté de quantifier ce paramètre au cours de tests expérimentaux. Maiti [76] a montré lors de ses études sur le poinçonnage des tôles minces que l’accroissement du coefficient de frottement se traduit par une augmentation de l’effort exercé par le poinçon sur la tôle. 2.2.4 Epaisseur de la tôle Comme l’a montré Chang [34], l’épaisseur de la tôle est l’un des facteurs les plus importants conditionnant la géométrie du bord. Dans [45], Lange a constaté que pour des conditions opératoires données et pour une nuance de matériau donnée, le bord REVUE DE LITTERATURE 27 découpé change de profil en fonction de l’épaisseur de la tôle. D’autres paramètres liés au procédé de fabrication tels que la vitesse de découpe et la température de la tôle ont une influence sur la qualité géométrique du produit découpé. Jana et al. [44] ont montré qu’en augmentant la vitesse de découpe du poinçon on améliorait la qualité du bord découpé. A faible vitesse, les auteurs constatent que des fissures secondaires apparaissent sur le bord découpé qui sont dues au processus qui gouvernent les phénomènes de création et de propagation des fissures variant avec la vitesse du poinçon. 2.2.5 Vitesse de découpe Peu d’auteurs ont traité l’impact de la vitesse de découpe sur la courbe effortpénétration. Stegman [77] a montré que pour un acier X30Cr13, l’augmentation de la vitesse de poinçonnage de 0, 1mm/min à 100mm/min a pour conséquence d’augmenter l’effort maximum de 1000 N. Une étude plus récente [10], portant sur le même acier, mais avec une gamme de vitesses de poinçonnage allant de 0, 001mm/s à 1000mm/s a montré que l’effort de poinçonnage croit d’une façon linéaire pour les faibles vitesses. Au-delà de 1mm/s, cet effort se sature et ne croı̂t plus (Figure 2.2). Fig. 2.2 – Evolution expérimentale de l’effort de poinçonnage en fonction de la vitesse pour un acier X30Cr13 [10] Ce phénomène peut être attribué à l’adoucissement thermique. En effet, dans le cas des aciers, une augmentation de la température engendre une diminution de la REVUE DE LITTERATURE 28 contrainte d’écoulement plastique. Pour les faibles vitesses de poinçonnage, le travail de la déformation plastique dégage de la chaleur, qui n’est pas assez importante pour participer à l’adoucissement de la matière. Ainsi, l’effort maximal continue à croı̂tre logiquement. Cependant, au-delà d’une certaine vitesse de déformation, le gradient local de température devient assez important pour contribuer à la diminution de la contrainte d’écoulement. L’effort maximal n’évolue plus de la même manière, et dans le cas de l’acier X30Cr13, devient constant. Toutefois, pour la majorité des aciers, l’effort maximum est indépendant de la vitesse tant que celle-ci reste dans la gamme des vitesses très faibles. Klepaczko [11] a étudié l’influence de la vitesse de cisaillement pour un acier XES (laminé à froid pour emboutissage profond), écroui et d’épaisseur 0, 6mm. La gamme des vitesses quasi-statiques correspond à 10−3 s−1 < Γ̇ < 10s−1 et celle des vitesses dynamiques à 102 s−1 < Γ̇ < 104 s−1 . Les premières mesures exploitables avec un essai de double cisaillement sont les courbes déformation-contrainte de cisaillement τ = f (Γ) (Figure 2.3). Fig. 2.3 – Résultats expérimentaux en double cisaillement pour un acier XES 10−4 s−1 < Γ̇ < 10s2 [11] REVUE DE LITTERATURE 29 Il apparaı̂t très clairement une augmentation de la contrainte d’écoulement avec la vitesse de déformation Γ̇ (Figure 2.4). Fig. 2.4 – Contrainte maximale en fonction du taux de déformation logarithmique [11] 2.2.6 Influence de la vitesse de déformation et de la température Sensibilité à la vitesse Les aciers peuvent exhiber une sensibilité à la vitesse de déformation plus au moins importante. Tous les travaux qui ont porté sur la caractérisation des aciers et la détermination de leurs comportements en dynamique s’accordent pour affirmer que quelque soit le mode de sollicitation, on observe les phénomènes suivants : – Dans le domaine des vitesses pouvant être considérées comme lentes (traditionnellement comprises entre 4.10−4 et 5s−1 ), on constate une sensibilité à la vitesse qui se traduit par une augmentation modérée de la limite d’écoulement avec la vitesse ainsi qu’une augmentation moins marquée de la charge à la rupture. L’allongement à rupture peut augmenter pour des vitesses relativement faibles (quasi-statiques) mais la tendance qui accompagne l’augmentation de la vitesse de déformation est généralement une légère diminution de l’allongement final. Dans ce domaine de vitesses, nous avons un comportement élastoplastique avec écrouissage non linéaire du matériau. REVUE DE LITTERATURE 30 – Lorsqu’une vitesse seuil (de transition) de l’ordre de 2s−1 est atteinte, la limite d’élasticité (d’écoulement) et la charge à la rupture sont identiques. Le comportement de l’acier est élastoplastique parfaitement plastique (écrouissage nul). – Aux vitesses supérieures pouvant atteindre 100s−1 ou plus, la limite d’écoulement est supérieure à la charge à la rupture et continue à augmenter très vite avec la vitesse de déformation. Ce comportement se caractérise par un écoulement sans effort du matériau dès que la limite d’écoulement est atteinte. La contrainte diminue avec la déformation, nous avons donc un écrouissage négatif. Ce phénomène de vitesse de transition est connu depuis très longtemps. En 1944 Manjoine [12] a mis en évidence ce phénomène pour un acier doux de limite d’élasticité égale à 205 MPa (en quasi-statique) en réalisant des essais de traction uniaxiale à des vitesses allant de 10−3 à 106s−1 . Les résultats de ces essais sont montrés sur la figure 2.5. Fig. 2.5 – Courbes contrainte-déformation obtenues lors d’essais de traction dynamique sur un acier doux entre 1.10−3 et 106s−1 [12] Dans le cas des CC (c’est le cas du Fe-Si), il est couramment rapporté dans la littérature ( [78]- [79]) que l’augmentation de la vitesse de déformation induit une forte augmentation de la limite d’élasticité mais que l’écrouissage est moins influencé. Ces effets sont inversés pour la structure cubique à faces centrées (CFC). Des travaux entrepris par Rosenfield et Hann en 1966 [13] ont permis de définir trois domaines distincts de sensibilité à la vitesse de déformation. Le premier domaine où la vitesse de déformation varie entre 10−6 et 10−2 s−1 est relativement insensible. Dans cette zone, les REVUE DE LITTERATURE 31 mécanismes athermiques sont prédominants. Le second domaine se situe dans une plage de vitesses comprises entre 10−3 et 103 s−1 . Dans celui-ci, les métaux CC présentent une sensibilité quasi-linéaire et les mécanismes thermoactivés sont prépondérants. Enfin, pour les vitesses de déformations très élevées ε̇ > 103 s−1 , la contrainte d’écoulement plastique est fortement influencée par la vitesse de déformation. Pour ces vitesses dites dynamiques, les mécanismes d’amortissement visqueux sont prédominants, le matériau se comporte comme un fluide visqueux. Sensibilité à la température En règle générale, la température joue un rôle inverse à la vitesse de déformation : une augmentation de la température aura pour conséquence de réduire la contrainte d’écoulement (Figure 2.6). Fig. 2.6 – Evolution schématique de la contrainte de cisaillement normalisée avec la température pour deux vitesses de déformation [13] Lors de la déformation dynamique, un échauffement important apparaı̂t au sein de l’éprouvette et conduit à un mode de déformation adiabatique. Lorsque l’effet de la température (effet adoucissant) est supérieur à celui de l’écrouissage (durcissement), celui-ci devient négatif en raison de l’adoucissement thermique [13]. On note trois domaines distincts définis à partir de la température de fusion Tm . 32 REVUE DE LITTERATURE Dans la première zone, la contrainte diminue fortement avec la température tant que celle-ci n’atteint pas T3m . Cette décroissance s’explique par la prépondérance des mécanismes de déformation thermoactivés. Dans le second domaine, la contrainte reste insensible à la température (plateau athermique) pour une plage de températures comprises entre T3m < T < T2m . Dans ce cas, la déformation résulte principalement de la contrainte appliquée. Pour les températures T > T2m , le matériau présente à nouveau une forte sensibilité à la température se traduisant par une chute de la contrainte. Cependant, la température peut parfois contribuer à augmenter la contrainte d’écoulement pour de faibles vitesses de déformation. Ce phénomène est appelé vieillissement dynamique [80]. Notons que cet effet est affecté par la vitesse de déformation [80] et que, au delà de certaines températures, le vieillissement dynamique disparaı̂t. 2.3 Modèles de comportement avec effet de la vitesse de déformation La limite d’élasticité, l’allongement uniforme et l’allongement à rupture d’un matériau ne sont pas des valeurs intrinsèques constantes. Elles dépendent notamment des conditions de vitesse et de température. Ceci est un fait bien connu c’est pourquoi les conditions des essais de caractérisation permettant la classification des matériaux sont définies en quasi-statique. Cependant, classer les aciers en fonction de leurs caractéristiques en conditions quasi-statiques pour des applications comme le découpage ou la prédiction du comportement en cas de chocs risque de réserver des surprises. Le tableau 2.1 est une revue des gammes de vitesses pour certains procédés de mise en forme et de fabrication des tôles. Tab. 2.1 – Domaine des vitesses de déformations en fonction du procédé [1] Procédé Vitesse de déformation(s−1 ) Poinçonnage Forgeage Choc de structures Emboutissage profond Filage / Laminage Torsion d’enveloppes Explosion d’enveloppes Impact de projectiles 10−4 < ε̇ < 104 10−1 < ε̇ < 5.102 10−1 < ε̇ < 103 1 < ε̇ < 102 1 < ε̇ < 103 102 < ε̇ < 5.103 103 < ε̇ < 105 5.103 < ε̇ < 106 REVUE DE LITTERATURE 33 Les besoins de la mise en forme en matière de lois de comportement sont bien spécifiques. Les lois dynamiques à grandes vitesses sont plutôt réservées à des comportements lors de phénomènes extrêmement rapides, tels que le découpage. L’amélioration de la rentabilité des procédés de découpe est réalisée en augmentant la cadence des outils. Cependant, le recours aux grandes vitesses induit de forts taux locaux de déformation, ce qui complique l’optimisation du procédé. En chargement dynamique, de nombreux effets totalement absents en mode quasistatique, parmi lesquels on peut citer l’apparition des effets d’inertie et la transition isotherme/adiabatique (Figure 2.7). Une caractérisation mécanique quasi-statique n’est plus suffisante pour décrire le comportement du matériau. Fig. 2.7 – Effets physiques existant en fonction de la vitesse de déformation [14] La transition isotherme/adiabatique se produit à partir de 1s−1 ( [81], [14]). A cette vitesse, les déformations génèrent de la chaleur, ce qui a pour conséquence d’augmenter la température au sein du matériau. La température a pour effet d’induire une baisse de la contrainte d’écoulement conduisant à l’initiation d’une instabilité. A l’opposé, les effets d’inertie (significatifs à partir de 50s−1 [81], [14]) ont tendance à retarder le processus de localisation et d’instabilité [82]. Il est donc primordial de prendre en compte l’effet de la vitesse de déformation et de la température. Ce couplage thermoviscoplastique est recommandé dès que les grandes vitesses de déformation sont atteintes (≥ 1s−1 ). Les métaux cubiques centrés présentent une plus grande sensibilité à la vitesse de déformation ( [13], [83]) par rapport aux matériaux cubiques à faces centrées par exemple. La caractérisation dynamique des matériaux se fait suivant des tests spécifiques. 34 REVUE DE LITTERATURE Sans s’y attarder, nous citons au tableau 2.2 les plus courants. Tab. 2.2 – Méthodes expérimentales pour l’étude du comportement en sollicitations dynamiques Type d’essai Dispositif Traction Compression Torsion Cisaillement Barre de traction directe [84] Barre de Kolsky-Hopkinson [85] Barre de Campbell-Duffy [78] Tube et barre de Hopkinson [86] Comme nous l’avons souligné précédemment, le poinçonnage des tôles minces dépend de plusieurs paramètres géométriques (rayons de courbure des outils, jeu poinçonmatrice, etc) et mécaniques (vitesse du poinçon, coefficient de frottement, etc). Cependant, peu d’auteurs ont abordé l’influence de la vitesse de pénétration sur le processus de poinçonnage [77]. Il en découle que pour de petites vitesses de déformations, la réponse du matériau (courbe effort-pénétration) est indépendante de la vitesse mais qu’à plus grande vitesse, le comportement en est influencé [77], [10]. 2.3.1 Lois de comportement phénoménologiques Le principal intérêt de ces modèles est qu’ils fournissent une bonne corrélation entre les calculs et les mesures expérimentales dans des conditions précises de déformation. Une base de données expérimentale est donc indispensable afin d’identifier les paramètres de ces modèles. La base physique de ce type de modèles est restreinte ce qui rend les extrapolations hors du domaine initialement utilisé pour l’identification assez risqué. Ceci constitue le principal inconvénient de ces modèles. Toutes ces lois sont données, en plasticité, sous forme de relation entre la limite d’élasticité σ, la déformation plastique équivalente εp et son taux ε̇p . • Modèle de Litonski(1977) [87] Il compte parmi les modèles les plus connus, où la dépendance en température de la contrainte est linéaire : σ = B(1 − AT )(1 + C ε̇p )m (εp + ε0 )n (2.2) avec m la sensibilité à la vitesse de déformation et n le coefficient d’écrouissage. A, B et C sont des constantes du matériau. 35 REVUE DE LITTERATURE • Modèle de Lubahn (1947) et Felgar (1961) Cette formulation simple, basée sur les travaux du Luban [88] et Felgar [89], a été proposée par divers auteurs à la fin des années 1980 (Klopp [90], Fressengeas et Molinari [91]). Sa forme généralisée est la suivante : m σ = Kεnp ε̇p T −v (2.3) • Modèle de Lindholm (1968) La loi de Lindholm [92], intègre uniquement une sensibilité à la vitesse de déformation. Ce modèle ne fait pas intervenir la température. Il s’exprime sous la forme : ′ ′ σ = σ 0 + (A + B εp )Log ε̇p (2.4) σ 0 est l’écrouissage quasi-statique qui pour une loi de Ludwick se met sous la forme suivante : ′ ′ σ = (A + Bεnp ) + (A + B εp )Log ε̇p ′ (2.5) ′ Les paramètres A, B, A , B et n sont des constantes caractéristiques du matériau. A ′ ′ représente la limite d’élasticité ; B, B et n sont des paramètres liés à l’écrouissage, A représente la sensibilité à la vitesse de déformation. • Modèle de Johnson-Cook(1983) Ce modèle décrit l’écrouissage et les effets de la vitesse et de la température. Il est largement répandu dans le domaine de la modélisation de processus fortement dynamiques [93], [94]. Il s’écrit sous la forme : σ = (A + Bεnp ) ε̇p 1 + q.ln( ) (1 − T̂ m ) E (2.6) avec q, E et m des constantes à identifier. T̂ est équivalente à une température (sans 36 REVUE DE LITTERATURE dimension) définie par : T̂ = 0 si T < Ttransition T −Ttransition Tf usion−Ttransition 1 si Ttransition < T < Tf usion (2.7) si T > Tf usion où T est la température ambiante, Tf usion la température de fusion et Ttransition la température de transition. Toutes ces températures sont exprimées en ◦ K. Ce modèle est très couramment utilisé en raison de sa capacité à prédire les grandes déformations. Il a l’avantage d’être simple à identifier, cependant, l’adoucissement adiabatique peut être surestimé si l’équation (2.7) est utilisée. Une forme modifiée qui utilise une loi exponentielle pour la sensibilité à la température a été testée par Bourgain [95] pour la frappe à froid d’un acier de type IFS. Cette loi dont la forme est donnée par (2.8) est généralement utilisée dans le cas d’un fort adoucissement adiabatique. σ = (A + ′ Bεnp ) ′ ε̇p B ′ 1 + qln( ) 1 − A exp{ } E T (2.8) ′ où A et B sont des constantes à déterminer. • Modèle de Cowper-Symonds(1957) Très utilisée, cette loi en puissance à deux paramètres donne un décalage homothétique de la courbe statique en fonction de la vitesse de déformation [96]. Elle ne prend pas en compte la variation de l’écrouissage ni l’effet de la température. Son expression est la suivante : " σ = σ0 1 + ε̇p D p1 # (2.9) Les paramètres D et p sont facilement identifiables, σ 0 est l’écrouissage adopté pour le matériau dans des conditions quasi-statiques. Ce modèle est disponible dans le code de calcul ABAQUS [97]. • Modèle de Ludwick-Steinberg (1980) Dans cette loi, on considère une partie linéaire régie par la loi de comportement de Ludwick et une seconde partie logarithmique reflétant le comportement visqueux aux 37 REVUE DE LITTERATURE vitesses de déformations supérieures [98]. Son expression, dans le cas d’un écrouissage de Ludwick, est la suivante : h i (A + Bεn ) 1 + Cln( ε̇p ) si ε̇ > ε̇0 p ε̇0 σ= n (A + Bε ) si ε̇ < ε̇0 p (2.10) où ε0 correspond à l’intersection des deux domaines (environ 10s−1 ). • Modèle de Jones modifié (1998) Ce modèle sensible à la vitesse de déformation [99] peut être représenté par la loi suivante : " σ = σ0 1 + (εu − εν )ε̇p Du (εp − εν ) + Dν (εu − εp ) # 1 Aε+B (2.11) εu , εν , Du , Dν sont des paramètres constants à identifier. Ces équations ont permis de résoudre de nombreux problèmes de mise en forme, cependant, elles négligent l’effet de la température sur la sensibilité à la vitesse de déformation m et sur le coefficient d’écrouissage n. C’est ainsi que d’autres modèles tel que Klepaczko (1987) [100] incluant cette dépendance en température, observée expérimentalement, ont été proposés. • Modèle de Klepazcko(1987) Klepaczko [100] propose une loi de comportement incluant la dépendance à l’écrouissage, à la vitesse de déformation et à la température observée expérimentalement. Cette loi est de la forme : m(T ) σ = B(T )[εp + ε0 ]n(T ) ε̇ (2.12) où n(T ), m(T ) et B(T ) sont respectivement le coefficient d’écrouissage, la sensibilité à la vitesse de déformation et le module de plasticité. • Modèle de Zerilli-Armstrong modifié(1987) Cette loi se base en partie sur l’analyse des mécanismes physiques de déformation plastique [101]. Elle se fonde sur la théorie des dislocations et sur le modèle de l’aire d’activation thermique. La partie de la contrainte d’écoulement thermiquement dépendante s’écrit : σth = Bexp{−βT } (2.13) 38 REVUE DE LITTERATURE β = β0 + β1 Log ε̇p ε̇0 (2.14) Les cas des métaux à structure cubique centrée (CC) et cubique à faces centrées (CFC) sont décrits séparément : – Pour la structure CFC, les effets de la température et de la vitesse de déformation sont très dépendants du niveau de déformation instantanée. L’aire d’activation et la densité de dislocations étant proportionnelles à la déformation, β devient proportionnel à ε0,5 . – Pour les structure CC, l’aire d’activation dépend peu du niveau de déformation plastique, de telle sorte que β peut être considéré comme constant. L’effet de l’écrouissage est généralement modélisé par une loi classique d’Hollomon pour donner : σ= ( C0 + C2 εnp exp(−C3 + C4 T Log ε̇) C0 + C1 exp(−C3 + C4 T Log ε̇) + pour les CFC C2 εnp pour les CC (2.15) C0 est une constante qui reflète l’effet du durcissement des solutés (noté parfois ∆σG ) ; C1 , C2 , C3 et C4 sont des constantes à identifier, n est le coefficient d’écrouissage et T la température. On relève dans la littérature [84] et [102] que l’augmentation de la vitesse de déformation agit différemment sur ces deux types de structures cristallines. En effet, pour les CC, la vitesse de déformation induit une forte augmentation de la limite élastique alors que l’écrouissage est moins influencé. A l’opposé, ces effets sont inversés sur les structures CFC. Pour ces raisons, un effet additif de l’écrouissage et de la vitesse est utilisé pour décrire le comportement des CC et un effet multiplicatif est utilisé pour les CFC. 2.3.2 Synthèse Il est bien connu que ce type de modèles dépendant de la vitesse provoque un ”durcissement” du matériau. De plus, la prise en compte de la vitesse de déformation retarde l’apparition de l’instabilité plastique. L’intérêt de la prise en compte de la sensibilité à la vitesse afin d’éliminer la perte d’éllipticité des équations d’équilibre a été mis en évidence par plusieurs auteurs et notamment par Needleman [103]. L’importance de la prise en compte des effets de la vitesse est indispensable pour la prédiction du comportement des aciers à grandes vitesses. Nous avons fourni une liste REVUE DE LITTERATURE 39 ainsi qu’une brève description des lois de comportement phénoménologiques les plus utilisées en dynamique. 2.4 Mécanique de l’endommagement Le poinçonnage et le cisaillage se distinguent des autres procédés de mise en forme par la séparation de la matière. Ce phénomène est lié à l’initiation et à la propagation de fissures : c’est de l’endommagement suivi de la rupture. Il est judicieux de faire la distinction entre les deux. Au début du 20ieme siècle, la différence considérable entre les contraintes de rupture mesurées et calculées d’après les forces de liaison inter-atomiques, conduisait à envisager l’intervention nécessaire de micro-fissures au sein du matériau, c’est à dire d’une forme d’endommagement. Ce n’est qu’au début des années 50 que l’étude de la rupture des structures a été initiée par Irwin et fut complétée dans les années 60 et 70 en raison des efforts menés pour les programmes nucléaires et spatiaux. La mécanique de la rupture étudie l’évolution de macro-défauts de la structure appelés fissures qui sont une décohésion de la matière suffisamment grande par rapport aux hétérogénéités de celleci. Elle prend en compte la modification des champs de contraintes et de déformations induits par ces singularités géométriques. La mécanique linéaire de la rupture est ainsi fondée sur une analyse élastique du champ des contraintes en petites déformations. Elle s’applique aux structures élastiques pour lesquelles les zones plastifiées restent faibles par rapport aux dimensions structurales. Elles donnent d’excellents résultats pour les matériaux élastiques fragiles comme les aciers à haute résistance. Dans ce cadre, la valeur critique du taux de restitution d’énergie, du facteur d’intensité de contraintes pour le cas élastique, ou de l’intégrale de Rice pour le cas général est une condition précise de rupture par instabilité du milieu fissuré. Cette méthode est cependant limitée dès lors que la zone plastifiée devient grande par rapport aux dimensions du milieu. Ainsi, cette approche dite globale de la mécanique de la rupture peut s’avérer insuffisamment précise lorsque l’évaluation de marges de sécurité à la rupture devient plus sévère. Ainsi, à partir des années 70, la mécanique de l’endommagement fondée par Kachanov [63] et Robotnov [104] s’est développée. Elle a pour but d’étudier la détérioration progressive de la matière et de prévoir l’apparition des fissures microscopiques qui précède la rupture macroscopique. Une approche locale de la mécanique de la rupture est ainsi développée. Elle repose sur la connaissance des mécanismes physiques de l’endommagement et le calcul des contraintes, déformations et variables décrivant REVUE DE LITTERATURE 40 l’apparition ou la propagation d’une fissure existante. Les travaux de cette thèse étant placés dans le cadre des grandes déformations élastoplastiques, nous sommes amenés à considérer un modèle d’endommagement élastoplastique décrivant par une approche locale, l’évolution de la ductilité et de l’endommagement du matériau. 2.4.1 Processus physique de la rupture Deux principaux mécanismes de rupture locale peuvent être mis en évidence lors d’essais classiques de traction. Il s’agit de la rupture fragile par clivage et la rupture ductile mettant en jeu les grandes déformations élastoplastiques et la croissance de l’endommagement. La rupture fragile se produit sans déformation plastique globale appréciable. Lors de l’essai de traction, la réponse globale du matériau est dans un premier temps élastique puis plastique. Lorsque les conditions d’instabilité sont atteintes, la propagation de fissure intervient brutalement, sans apparition notable de striction. Ce type de rupture peut correspondre soit à une décohésion intergranulaire, soit à une rupture des grains suivant des plans cristallographiques simples, c’est le clivage. Le faciès de rupture présente alors un aspect caractéristique de petites facettes qui réfléchissent la lumière d’où le nom de faciès à grains ou cristallin. Les risques de rupture fragile pour les aciers sont liés à la température, la vitesse de sollicitation et la concentration de contraintes. La rupture ductile est généralement associée aux grandes déformations plastiques. Contrairement à la rupture fragile, la courbe d’écrouissage présente une grande phase de striction avant rupture. Deux principaux modes de rupture ductile existent. – La rupture ductile à cupules L’observation en microscopie électronique à balayage a révélé depuis longtemps l’aspect caractéristique des faciès de rupture ductile à cupules et a permis de constater à quel point ce mode de rupture est général. Une surface de rupture de faciès ductile à cupules se présente, comme une juxtaposition de cupules au fond desquelles se trouve parfois un précipité ou une inclusion (Figure 2.8). REVUE DE LITTERATURE 41 Fig. 2.8 – Principe de la rupture ductile à cupule Le processus physique conduisant à une telle rupture peut être décrit par la mécanique de l’endommagement progressif qui est décomposé en trois stades, correspondant à des mécanismes microstructuraux bien spécifiques : – Phase d’amorçage de microcavités (Figure 2.9) (ou dénommée germination ou nucléation). Cet amorçage est dû à une incompatibilité de déformation entre la matrice et les particules. Les concentrations de contraintes, autour des défauts inclus dans la matrice, généralement des particules de seconde phase, ou des inclusions, engendrent des grandes déformations plastiques. La différence de ductilité entre ces hétérogénéités crée des décohésions à leurs interfaces. Fig. 2.9 – Schématisation du mécanisme de germination – Phase de croissance progressive des cavités sous la contrainte appliquée (Figure 2.10). Cette phase est la plus importante de la vie du matériau. Elle résulte de deux phénomènes combinés. Il s’agit d’une part de l’augmentation du nombre de cavités obtenues par nucléation et d’autre part de l’augmentation de la taille de ces cavités en fonction de la contrainte appliquée. REVUE DE LITTERATURE 42 Fig. 2.10 – Schématisation du mécanisme de croissance Il est à noter que la contrainte appliquée influe beaucoup sur l’évolution de la forme de la cavité et de son volume. Le cas le plus sévère pour la croissance des cavités est l’état de tension hydrostatique. – Phase de coalescence des cavités (Figure 2.11). Des cavités proches l’une de l’autre interagissent et précipitent la croissance de leur volume jusqu’à se rejoindre et former ainsi un macro-défaut. Fig. 2.11 – Schématisation du mécanisme de coalescence – La rupture par écoulement plastique La rupture par écoulement plastique constitue le second mode de rupture ductile. Elle a d’abord été observée sur des monocristaux en uniaxial [105] : un monocristal de magnésium se rompt après striction par séparation des plans de base (rupture par cisaillement pur) alors qu’un monocristal de fer pur présente, dans les mêmes conditions, une rupture en pointe, c’est-à-dire que la surface de l’éprouvette se réduit progressivement à un point lors de la traction. Dans de tels cas, il est difficile de distinguer où finit le glissement et où commence la rupture. De manière analogue aux monocristaux, certains polycristaux très purs peuvent subir une rupture en pointe (Figure 2.12). La fraction volumique des particules de seconde phase est en effet un paramètre essentiel : lorsqu’elle diminue, la striction augmente et REVUE DE LITTERATURE 43 peut ainsi atteindre 100% pour les métaux purs [106]. Fig. 2.12 – Rupture de monocristaux par striction complète 2.4.2 Modèles d’endommagement Dans la littérature, un nombre important de formulations ont été proposées pour l’écriture de lois d’endommagement permettant de prédire la rupture. Les lois actuelles traitent l’endommagement comme une croissance de cavités dans un milieu poreux supposé élastoplastique. Modèles découplés Pour les modèles découplés, la variable d’endommagement n’intervient pas dans la formulation de la loi de comportement de la matrice. La variable d’endommagement est calculée à partir de l’état de contrainte et de déformation dans une configuration à l’équilible. Dans cette classe, nous relevons les modèles suivants : • Modèle de Mc Clintock (1968) Le modèle de Mc Clintock [107] prend en compte la croissance d’une cavité cylindrique de rayon R dans une matrice parfaitement plastique. L’hypothèse principale est de négliger les interactions entre les cavités. Le modèle est donné sous la forme : √ σm dR = 0, 8exp 3 dεpeq R σeq (2.16) 44 REVUE DE LITTERATURE où σm est la contrainte hydrostatique, σeq est la contrainte équivalente, dεpeq est l’incrément de déformation équivalente de von Mises déterminé par : dεpeq = r 2 p p dε .dε 3 ij ij (2.17) • Modèle de Rice et Tracey(1969) Le modèle de Rice et Tracey [108] est un modèle de croissance d’une cavité sphérique dans une matrice rigide parfaitement plastique obéissant au critère de plasticité de von Mises. Si R est le rayon de la cavité, l’évolution de ce rayon est donné par : 3σm dR ≈ 0, 283exp dεpeq (2.18) R 2σeq La triaxialité des contraintes intervient sous forme exponentielle, traduisant son importance dans la croissance des cavités. Le critère de rupture de Rice et Tracey s’écrit selon la forme : 3σm 0, 283exp 2σeq avec dεpeq = M (2.19) Rc (2.20) R0 où M est un paramètre du matériau, R0 est assimilable à un rayon initial moyen des cavités et Rc le rayon critique de la cavité à rupture. M = ln • Modèle de Oyane(1980) Le modèle de Oyane [109] repose sur le fait que le matériau subit une rupture lorsqu’un volume critique donné est atteint. Sous forme intégré, ceci se traduit par : Z εeqR VR σm Ln = a+b dεpeq (2.21) V0 σeq 0 où VR et V0 sont respectivement le volume de cavités à rupture et initial, εeqR est la déformation équivalente à la rupture. a et b sont des constantes caractéristiques du matériau. Finalement, le critère proposé s’écrit : Z 1 εeqR σm I= a + 1 dεpeq = 1 (2.22) b 0 σeq Lorsque l’intégrale I atteint la valeur de 1, la rupture se produit. • Modèle de Huang et Hutchinson(1991) 45 REVUE DE LITTERATURE Le modèle de Huang et Hutchinson [110] est inspiré du modèle de Rice et Tracey pour une cavité sphérique, dont la matrice est supposée rigide parfaitement plastique. Ils obtiennent : ( 3σm m )dεpeq si σσeq >1 426exp( 2σ dR eq √ = (2.23) 1 R 426( 3σm ) 4 exp( 3σm )dεpeq si σm < 1 2σeq 2σeq σeq Modèles couplés Les modèles couplés reposent sur l’utilisation d’une variable continue pour décrire l’endommagement. Cette notion a été introduite pour la première fois par Kachanov [63] et reprise par la suite par Lemaitre-Chaboche ( [111]- [112]). Dans sa forme simple, la contrainte effective construite sur cette base prend la forme suivante : σ σ e= (2.24) 1−D avec σ le tenseur des contraintes usuelles satisfaisant l’équilibre de la structure, σ e la contrainte rapportée à la section qui résiste effectivement aux efforts et D une variable scalaire décrivant l’endommagement. Ce modèle a connu différentes extensions. Pour l’utilisation de ce type d’approche dans le domaine de la simulation des procédés de mise en forme, le lecteur peut se référer aux travaux de Saanouni ( [113]- [114]). Une autre approche consiste à modifier la forme de la fonction de dissipation à partir de considérations micro structurales. De nombreux modèles ont été proposés. • Modèle de Gurson(1977) Le modèle de Gurson [115] s’appuie sur un modèle micro structural. Il établit la forme des potentiels plastiques, pour différentes géométries de micro cavités. Pour ce modèle, la matrice est supposée rigide plastique. La fonction seuil s’écrit sous la forme suivante : Φ(σeq , σy , fv , σm ) = avec : σeq σy 2 + 2fv 3σm 2σy − 1 − fv2 = 0 (2.25) Vvides (2.26) Vvides + Vmatrice où fv est la porosité, σy est la contrainte d’écoulement de la matrice et Vvides , Vmatrice sont respectivement les volumes des vides présents dans la matrice et le volume de la matrice. fv = Ce modèle fut modifié par différents auteurs comme nous allons le voir et a été utilisé 46 REVUE DE LITTERATURE dans de nombreux travaux sur la rupture ductile des métaux. • Modèle de Tvergaard(1981) Le potentiel de Gurson est modifié par [116] pour améliorer la comparaison entre les résultats obtenus par le modèle et une analyse numérique portant sur un milieu comprenant un ensemble périodique de cavités. Il introduit trois coefficients pour prendre en compte l’interaction de ces cavités. Le potentiel proposé a alors la forme suivante : 2 3q2 σm σeq + 2q1 fv cosh − 1 − q3 fv2 = 0 (2.27) Φ(σeq , σy , fv , σm ) = σy 2σy où q1 , q2 et q3 sont des caractéristiques du matériau introduites par Tvergaard [116]. Tvergaard a ainsi introduit une porosité apparente q1 fv [117]. Si q1 = q2 = q3 = 1, on retrouve le modèle initialement proposé par Gurson. Les valeurs couramment utilisées de q1 et q2 sont comprises entre 1 et 2 selon le matériau poreux ductile considéré. On utilise souvent l’égalité q3 = q12 . D’autres auteurs comme Tvergaard et Needleman [118] ont généralisé ce modèle à une matrice viscoplastique suivant une loi de puissance avec écrouissage et adoucissement thermique. • Modèle de Gurson-Tvergaard-Needleman(1984) La porosité fv de l’équation précédente est remplacée par une porosité effective fv∗ [118]. Ainsi, le modèle Gurson-Tvergaard-Needleman s’écrit : Φ(σeq , σy , fv∗ , σm ) = ( σeq 2 3q2 σm ) + 2q1 fv∗ cosh( ) − 1 − q3 fv∗2 = 0 σy 2σy (2.28) Ces auteurs proposent : fv ∗ fv = fc + f F fu −fc (fv fF −fc pour fv ≤ fc − fc ) pour fc ≤ fv ≤ fF (2.29) pour fv ≥ fF où fc est la porosité à partir de laquelle la porosité effective fv∗ croı̂t plus vite que la porosité vraie fv , ce qui pourrait être assimilé à une amorce de coalescence. fF est la valeur de la porosité vraie à partir de laquelle la rupture se déclenche. La variation de la porosité du matériau, notée f , provient de deux sources microscopiques : la germination et la croissance de cavités : f˙ = f˙nucleation + f˙croissance (2.30) 47 REVUE DE LITTERATURE Le terme de germination est délicat à déterminer. Needleman et Rice [119] ont proposé une équation de la forme : σ̇ f˙nucleation = Aσ̇y + Btr( ) (2.31) 3 où A et B sont des fonctions exponentielles de la contrainte ou de la déformation selon si la germination est contrôlée par la contrainte ou la déformation. Le lecteur peut se reporter à l’article de Tvergaard [Tve-90]. Si on considère un VER, la vitesse de variation du VER est donnée par la trace de la vitesse de déformation équivalente. Dans les cas où la matrice est plastique incompressible, la conservation de la masse permet d’écrire : f˙ = (1 − f )ε̇kk 2.4.3 (2.32) Synthèse Les modèles décrits précédemment sont formulés de manière implicite : ils décrivent les mécanismes micromécaniques de l’endommagement par le biais de grandeurs macroscopiques et sont valides sous chargement quasi-statique. Dans le cas de chargements dynamiques, la rupture des matériaux peut être décrite par la notion de critères seuils concernant les grandeurs mécaniques classiques usuelles de la mécanique des milieux continus. Des modèles basés sur une approche stochastique sont possibles tels que le modèle de Curran [120] ou le modèle basé sur la probabilité de rupture fragile de Stroh [121]. Il existe encore une large gamme de modèles continus d’endommagement comme ceux proposés par Freudenthal ( [122], [123]), Cockroft et Lathman [124], Brozzo ( [122], [123]), Ghosh ( [122], [123]), Atkins [32], etc. Cette large gamme de modèles est due au fait qu’il n’existe pas de formulation ”universelle” d’endommagement applicable à tous les types de procédés de mise en forme. Le choix d’une approche donnée est très important dans la validation des investigations numériques [107]. De plus, l’identification et le calage de ces modèles sont très délicats ( [125]- [126]) en raison du fait qu’en théorie ils ne doivent être identifiés et utilisés que sous les mêmes conditions de chargement. L’un des modèles les plus implémentés dans les logiciels de modélisation numérique commerciaux, et qui a donné d’excellents résultats en simulant le poinçonnage et le cisaillage, est celui de Gurson-TvergaardNeedleman. REVUE DE LITTERATURE 2.5 48 Caractérisation du matériau au voisinage du bord découpé Le découpage engendre de fortes dégradations de l’état du matériau et induit des contraintes résiduelles au voisinage du bord découpé. Cependant, il paraı̂t important de connaı̂tre localement les zones affectées du matériau. Lors du procédé de découpage des tôles, la paroi découpée n’est pas lisse comme après un perçage au forêt, les rugosités obtenues sont très visibles. Le métal subit sous l’outil des déformations plastiques très intenses avant sa rupture. D’autre part, la tôle subit des sollicitations dépendantes de la géométrie du système mécanique et, en particulier, du rapport entre l’épaisseur de la tôle et son diamètre, et du jeu entre le poinçon et la matrice. L’aspect de la paroi ou encore de bavure constitue un critère de qualité prépondérant. Des études expérimentales montrent que la hauteur de la bavure croı̂t généralement avec l’état de l’usure de l’outil. On estime que la hauteur des bavures ne doit pas excéder 5 à 10% de l’épaisseur de la tôle. 2.5.1 Profil du bord de découpe En plus de la courbe effort-pénétration, les industries s’intéressent à l’aspect de la surface découpée, qui est un indicateur sur la qualité du procédé. Le profil de découpe présente une surface irrégulière qui est divisée en quatre zones (Figure 2.13) ( [15], [73], [127]- [128]) : Fig. 2.13 – Profil de découpe lors du poinçonnage [4] - Une zone pliée ou bombée : c’est la partie de la matière qui a été entraı̂née en premier lors de la pénétration de l’outil. Elle est due aux déformations élastoplastiques subies au début du poinçonnage. REVUE DE LITTERATURE 49 - Une zone de rupture en cisaillement (zone lisse), caractérisée par un aspect lisse et plat. - Une zone de rupture ductile (zone rugueuse), caractérisée par une surface présentant des cupules. - Une bavure : une légère irrégularité apparaı̂t en fin de poinçonnage due essentiellement à la localisation de la rupture. Un profil idéal ne devrait pas présenter de zone pliée ou de rupture, ni de bavure. Il devrait se composer uniquement d’une surface lisse [128]. La réalisation d’un tel profil est impossible d’où la nécessité de minimiser les hauteurs des zones néfastes. La formation des différentes zones est influencée par un certain nombre de paramètres : propriétés du matériau, épaisseur, jeu outil-matrice, rayon de courbure des outils, frottement, etc. Différentes études expérimentales ont été effectuées pour identifier des paramètres optimaux donnant un meilleur profil [129]. La hauteur de la zone pliée augmente avec la pénétration de l’outil ( [15], [130], [16]). Cependant, le taux de croissance diminue lorsque la pénétration dépasse 20% de l’épaisseur de la tôle (figure 2.14). Elle augmente aussi avec le jeu. Fig. 2.14 – Evolution de la hauteur de la zone pliée en fonction de la pénétration relative s/t0 , s étant la pénétration et t0 l’épaisseur de la tôle (SPCC : acier doux, Al-O : aluminium, SUS : acier inoxydable) [15]. Quand le jeu est faible, la hauteur de la zone pliée n’augmente plus au delà de 20% de pénétration, mais pour des jeux plus importants cette hauteur continue à augmenter jusqu’à la rupture finale de la matière [16]. Ces grands jeux offrent à la matière une plus REVUE DE LITTERATURE 50 grande zone de déformation. Les forces de serrage n’affectent quasiment pas la hauteur de la zone pliée. On notera aussi que, plus le matériau a un coefficient d’écrouissage important, plus grande sera la zone pliée. La dimension de la surface lisse augmente avec la pénétration de l’outil [73], ( [16][128]). Elle croı̂t lentement au début de la pénétration, mais quand celle-ci atteint 20% de l’épaisseur de la tôle la hauteur de cette zone augmente approximativement de la même proportion de l’accroissement de la pénétration (Figure 2.15) [16]. Fig. 2.15 – Evolution de la hauteur de la zone lisse en fonction de la pénétration relative (SPCC : acier doux, Al-O : aluminium, SUS : acier inoxydable) [16] Le taux de croissance de cette zone est plus important pour les jeux faibles. Ainsi, la hauteur finale de la surface lisse est plus importante dans ce cas de figure. Le taux d’accroissement de la hauteur du pliage et de la zone lisse change approximativement aux alentours de 20% de pénétration de l’outil dans la tôle. Il existerait donc une transition de mécanisme de découpe à cet instant, qui passerait d’un mécanisme de cisaillage simple à un cisaillage de couches minces. Avec la progression de la pénétration, une déchirure se produit près des rayons de courbure du poinçon et de la matrice et une bavure prend naissance. La hauteur de cette bavure croı̂t avec l’usure des outils, et donc avec leur rayon de courbure ( [73], [131]). Elle croı̂t aussi avec les jeux. Pour les aciers doux, la pénétration à laquelle la rupture s’effectue se situe entre 65 et 80% de l’épaisseur de la tôle. REVUE DE LITTERATURE 2.5.2 51 Outils et méthodes Deux familles de techniques de mesure peuvent être distinguées. La première est appelée ”destructive” ou ”semi destructive” car elle entraı̂ne l’endommagement de la pièce. On citera a titre indicatif, la méthode du trou ( [132], [133]), la méthode du trepan ( [132], [133]) et la méthode de déflexion [133]. La seconde famille utilise les propriétés physiques du matériau sans altérer son intégrité. Parmi ces techniques ”non destructive” on citera la diffraction des rayons X [134], la diffraction des neutrons [135] et les méthodes ultrasonores [136]. Ces techniques ne sont pas appropriées pour un relevé à proximité immédiate du bord découpé (de l’ordre du 50µm). D’autres méthodes, qui n’estiment pas de façon directe la contrainte résiduelle, permettent la cartographie précise de la déformation plastique équivalente. On citera la technique de nanoindentation ( [137], [138]) (semi-destructive), aussi appelée test d’indentation instrumentée à résolution nanométrique. C’est une technique de caractérisation mécanique, développée depuis une vingtaine d’années et qui se base sur le principe des tests de dureté. Cette technique permet de mesurer les propriétés des surfaces sur des épaisseurs très fines (de la centaine de nm à quelques microns). Ceci est particulièrement intéressant pour analyser des couches ou des films très minces qui ne peuvent être testés par des méthodes conventionnelles (tests de traction, dureté, etc). Elle permet aussi d’analyser des zones localisées de la surface d’un matériau, avec une précision de positionnement de 1 micromètre. En effet, différents travaux ( [28], [139]) montrent qu’il est possible, grâce à cette technique, d’accéder non seulement à la dureté et au module de Young d’un matériau, mais également, en combinant ces essais à une simulation par éléments finis, à leur loi de comportement. 2.5.3 Caractérisation mécanique Des mesures de dureté sur le pourtour de découpe ont été établies par Shmidt [19] sur des alliages NO (Non Orientés). Une analyse micrographique des zones déformées met en évidence une densité importante de lignes de glissement, décroissant progressivement avec la distance au bord de découpe. D’autre part, des figures d’attaque révèlent la présence de grains d’orientations (111) en surface des éprouvettes déformées, signifiant une dégradation de la texture de Goss idéale (110)[001]. Plus récemment, une étude similaire à celle réalisée par Shmidt et qui a porté sur l’évolution de la dureté en fonction de la distance au bord de découpe pour le cas des tôles poinçonnées (Figure 2.16) a été publié par Marouani [17]. 52 REVUE DE LITTERATURE Fig. 2.16 – Relevés expérimentaux de la microdureté et courbe moyenne [17] Les résultats montrent une forte dispersion, de l’ordre de 15% à 20%. Hubert [140] réalise les mêmes mesures sur des Fe-Si GO (Grains Orientés). L’auteur opère de la façon suivante : il effectue différents essais de traction sur des éprouvettes normalisées, à des taux de déformation plastique variables, suivis de mesures de microdureté sur la tranche préalablement électropolie. Il obtient alors pour l’alliage étudié une loi empirique de l’évolution de la dureté en fonction de la déformation plastique équivalente : Hv = 195(1 + 0, 13εeq0,36 ) p (2.33) La loi ainsi obtenue a permis à Marouani [17] d’établir l’évolution de la déformation plastique équivalente en fonction de la distance du bord de découpe : εeq p = 2, 649 (x + 0, 67)11 (2.34) La forte dispersion de la microdureté induit une incertitude importante sur l’évaluation de la déformation plastique en fonction de la distance du bord découpé. Les propriétés magnétiques étant sensibles à l’état de contrainte interne, il est important de recourir à une estimation plus précise et représentative de l’état réel de la contrainte dans la tôle découpée. D’autres auteurs ont publiés des travaux qui portent sur l’évolution des variables d’endommagement au voisinage du bord de découpe. Rachik [18] étudie numériquement l’évolution de la fraction volumique du vide (Modèle d’endommagement de Gurson) le long du bord de découpe pour un acier DD13 (Figure 2.17). REVUE DE LITTERATURE 53 Fig. 2.17 – Evolution de la fraction volumique de vide selon deux directions (s et y) [18] Il démontre aussi que la hauteur de bavure est déduite de la localisation de la fraction de volume vide maximale le long du bord découpé. Afin de valider ces estimations numériques, l’auteur se base sur l’étude expérimentale de Ming Li [141] concernant le découpage des feuilles en aluminium. 2.5.4 Caractérisation magnétique Une recherche bibliographique nous a montré que ce sujet n’a été abordé que très rarement et d’une façon globale (macroscopique) bien que les conséquences au niveau industriel semblent très importantes. Shmidt [19] analyse l’influence du cisaillage sur les propriétés magnétiques d’aciers non orientés à 1% de silicium. Pour celà, des éprouvettes Epstein sont découpées dans le sens de leur longueur en plusieurs parties d’égale largeur, afin d’augmenter la longueur spécifique du bord de découpe (Figure 2.18). REVUE DE LITTERATURE 54 Fig. 2.18 – Evolution typique des pertes totales de puissance d’une éprouvette Epstein en fonction du nombre de cisaillement (DL : Direction Longitudinale ; DT : Direction Transversale) [19] L’auteur constate une augmentation sensible des pertes totales de puissance, accompagnée d’une diminution de perméabilité µ. La chute maximale de µ survient au voisinage de la perméabilité maximale. L’augmentation des pertes ∆P avec le nombre de découpes est fonction également de l’induction maximale à laquelle celles-ci sont mesurées : en effet, ∆P diminue à mesure que B (Induction magnétique) augmente, quelque soit le nombre de cisaillages réalisés. Le maximum de ∆P est obtenu aux alentours de 0, 6T et vaut environ 35%. L’auteur compare également le cas d’un outil de cisaillage neuf à un outil usé et trouve que ce dernier augmente les pertes de puissance du matériau (de 10% environ). Godek [142] analyse l’effet du refendage de tôles Fe-Si GO sur leurs propriétés magnétiques. Le refendage est la découpe des tôles GO, initialement enroulées sous forme de produits de grandes largeurs, en bandes de largeurs adaptées à la conception des transformateurs. Le produit ainsi redimensionné est ensuite réenroulé sur des rouleaux de diamètres adéquats. Au cours de ce processus, le matériau est le siège de déformations plastiques provoquées par le refendage proprement dit, mais également par les contraintes de traction et de flexion au cours des différents enroulements. Les mesures des propriétés magnétiques sur ces tôles indiquent une augmentation importante des pertes ∆P avec la mise en forme (un maximum de 20% est atteint sous certaines conditions), ∆P étant REVUE DE LITTERATURE 55 fonction de la largeur des tôles après découpe : les tôles les plus larges sont en effet moins affectées par les contraintes mécaniques. Szymura et Zawada [20] ont publié des travaux concernant l’influence du découpage sur les pertes de puissance d’alliages Fe-Si à texture de Goss. Les auteurs mènent en parallèle des mesures magnétiques de pertes à 50Hz et des analyses micrographiques en fonction des pertes initiales du de l’alliage. L’augmentation relative des pertes ∆P P matériau est représentée (Figure 2.19). Fig. 2.19 – Augmentation des pertes de puissance en fonction des pertes initiales du matériau, dues à la découpe d’une tôle FeSi GO. (a) et (c) : pertes mesurées après découpe à 1T et 1,5T ; (b) et (d) pertes mesurées après découpe et recuit [20] Les pertes augmentent après découpe, aussi bien pour des mesures à 1T qu’à 1, 5T (1 et 1,5 T sont les valeurs de l’induction magnétique B mesurées à 50Hz). Cependant, celle-ci est plus importante à faible induction et dépend des pertes de puissance initiales du matériau. Les variations de P dues à la découpe sont plus grandes pour les échantillons après découpe (20mn sous hydrogène sec à 800◦ C ne permettent pas de retrouver les pertes initiales du matériau). Certains auteurs ont publié des travaux sur l’influence des découpes laser sur les caractéristiques magnétiques des matériaux. Dickman [143] donne des résultats de mesures des propriétés magnétiques d’alliages FeSi NO (Grains Non-Orientés) découpés au la- REVUE DE LITTERATURE 56 ser, et analyse l’influence de différents paramètres spécifiques à ce mode de découpe (vitesse de découpe, puissance du faisceau laser, etc). Les boucles d’hystérésis dynamiques (relevées à 50Hz) présentent une aire plus importante après découpe, signifiant une modification de l’ensemble des caractéristiques magnétiques de l’alliage. En particulier, l’augmentation relative des pertes varie entre 3% et 17%, selon les conditions expérimentales. ∆P se situe donc bien en deçà des mesures obtenues après une découpe P classique (poinçonnage ou cisaillage). Néanmoins, ce processus d’usinage induit encore des contraintes d’origine thermique dans le matériau suffisantes pour augmenter les pertes de façon non négligeable. Lanotte et ses collaborateurs [144] réalisent les mêmes mesures sur des Fe-Si GO. Ils mettent en évidence que la découpe par laser conduit aux meilleurs caractéristiques magnétiques, en comparaison avec d’autres méthodes conventionnelles d’usinage. Plus récemment, Marouani [17] a étudié l’évolution de certaines grandeurs électromagnétiques au voisinage du bord de découpe. L’auteur s’est basé dans son étude sur des modèles empiriques qui expriment l’évolution des grandeurs électromagnétiques principales en fonction de la déformation plastique tel que le modèle de Frhlich identifié pour des alliages Fe-Si NO. Fig. 2.20 – Représentation 3D de l’évolution du champ magnétique en fonction de l’induction et de la distance au bord de découpe [17] La figure 2.20 montre en première approche des résultats utilisant l’estimation numérique de la déformation en bord de découpe. REVUE DE LITTERATURE 2.6 57 Principaux résultats Le procédé de découpage des pièces métalliques est le sujet d’une variation importante des paramètres du procédé. On trouve dans la littérature de nombreuses études qui traitent ce problème par mécanismes de cisaillement, et en particulier les opérations de poinçonnage et de cisaillage. Les différents auteurs ont essentiellement traité trois approches différentes : • Des approches théoriques peu nombreuses, dans lesquelles les auteurs ont essayé d’analyser essentiellement l’expression théorique de l’effort appliqué par le poinçon en fonction de sa pénétration [145], [146], [147]. • Une approche numérique qui traite différentes modélisations du problème de découpage des tôles par la méthode des éléments finis [148], [4], [9]. • Une approche expérimentale dans laquelle beaucoup d’essais sur presses instrumentées ont été réalisés [146], [4], [48]. Parmi les résultats les plus importants, on citera en premier les travaux de Maiti [76] qui a étudié l’influence de quelques paramètres du procédé de découpe tels que le jeu et le frottement sur l’effort de poinçonnage. Il a utilisé pour cela un modèle élastoplastique dans le cadre des petites déformations. Ainsi, les résultats n’étaient valables que pour les faibles pénétrations du poinçon (inférieures à 30% de l’épaisseur de la tôle). Ensuite, Goijaerts [149] a développé un modèle par éléments finis élastoplastiques basé sur la théorie des déformations finies. L’utilisation de l’approche ALE lui a permis de valider son travail avec des pénétrations beaucoup plus importantes. Ces simulations traitent le problème du poinçonnage comme une opération de cisaillage et sont incapables de prédire le moment de rupture de la matière, qui est un critère donnant une indication sur la qualité finale de la surface découpée. Pour remédier à cette lacune, de nouvelles approches par éléments finis ont été élaborées implémentant l’initiation et la propagation de l’endommagement dans la matière. D’abord, ce fut le critère de McClintock qui a été utilisé par Taupin [128] pour piloter la rupture. La suppression des éléments endommagés et le remaillage lui ont permis de visualiser la séparation de la matière. Ensuite, différents critères d’endommagements, couplés ou découplés avec la loi d’écoulement plastique, ont été utilisés. Klingenberg [150] en a évalué plusieurs et préconise pour les REVUE DE LITTERATURE 58 essais de poinçonnage le modèle continu de Gurson-Tvergaard-Needleman. Plus récemment, Brokken [21] a introduit une approche basée sur la technique OSALE (Operator Split ALE) combinée avec la technique de remaillage pour localiser la déformation plastique lors d’un essai de découpage. Cette approche lui a permis aussi de prédire la rupture juste avant la séparation du matériau pour un jeu donné (Figure 2.21). Fig. 2.21 – Maillage déformé et potentiel de rupture avant la séparation du matériau [21] Le maillage doit être très fin dans les zones de grandes distorsions pour que le calcul puisse aboutir (zones entre l’outil et la matrice (Figure 2.22). Fig. 2.22 – Types de maillages utilisés en découpe des tôles [22], [23] Tous ces outils de modélisation ont permis par exemple à Rachik [24] de reproduire numériquement la courbe effort-pénétration (Figure 2.23) et d’analyser l’influence des REVUE DE LITTERATURE 59 différents paramètres mis en jeu. Il a utilisé pour cela un schéma de résolution dynamique/explicite associé à la formulation mixte Euler/Lagrange pour l’adaptation du maillage. En utilisant le critère modifié d’endommagement de Gurson, Rachik [18] a pu pousser ses investigations à l’estimation de la hauteur de la bavure finale et prédire la forme du bord découpé (Figure 2.24). Fig. 2.23 – Comparaison entre les courbes effort-pénétration expérimentales et numériques pour un jeu = 12% [24] Fig. 2.24 – Estimation de la hauteur de la bavure [18] REVUE DE LITTERATURE 60 Une étude récente menée par Boudifa [25] porte sur le poinçonnage des tôles en acier. Pour la simulation de ce procédé, l’auteur utilise 3 modèles d’endommagement : MAC1, MAC2 et Gurson. La tôle a une épaisseur de 1,5 mm et le jeu entre le poinçon et la matrice est de 5% de l’épaisseur de la tôle, soit j = 0, 075mm. La figure 2.25 représente le maillage utilisé pour simuler le poinçonnage. Fig. 2.25 – (a) Géométrie du procédé simplifié de poinçonnage (b) Zoom sur le maillage de la zone de découpe [25] Fig. 2.26 – Courbe force-déplacement du poinçon [25] REVUE DE LITTERATURE 61 Boudifa [25] montre d’après la figure 2.26 que les efforts maximums prédits par les modèles MAC1 et MAC2 sont supérieurs à l’effort prédit par le modèle de Gurson. De plus, le découpage est entièrement achevé avec les modèles MAC1 et MAC2, quant au modèle de Gurson il n’y a pas de chute vraiment brutale de l’effort de poinçonnage. Pour conclure, l’auteur confirme à travers cet exemple de mise en forme que les modèles macroscopiques traités montrent leur capacité à modéliser d’une façon réaliste le couplage comportement/endommagement avec prévision de la fissuration dans les zones de forte localisation de l’écoulement plastique. 2.7 Synthèse du chapitre 2 Des millions de tonnes d’acier laminé sont élaborées sous forme de tôle chaque année. En fonction de la géométrie finale de la pièce et de leurs domaines d’utilisation, les tôles sont découpées à l’aide de procédés spécifiques tels que le poinçonnage ou le cisaillage. L’optimisation de ces opérations nécessite une connaissance maitrisée de l’influence des paramètres mis en jeu, géométrie (jeu, rayons des outils, etc) et mécaniques (vitesse de découpe, température, etc). Les investigations se font par analyse de la courbe effortpénétration et par analyse du profil découpé. Les méthodes numériques constituent en général un outil efficace pour la conception de procédés de mise en forme. Dans le cas du poinçonnage ou du cisaillage, la mise en place d’une simulation numérique permet, par une approche itérative, une optimisation du procédé. Elle est d’une grande importance dans la phase de développement du procédé d’une part, pour établir les trajets de chargement (pression, déplacement) et d’autre part, pour étudier la sensibilité aux paramètres qui vont nous permettre par la suite de prédire la forme finale et l’état du matériau au voisinage du bord découpé. Chapitre 3 Identification d’un modèle de comportement avec effet de la vitesse de déformation 3.1 Introduction Au cours de ce siècle, la production et l’utilisation croissantes de l’électricité ont pu en partie être réalisées grâce à l’emploi de matériaux magnétiques aux propriétés de plus en plus élaborées. Ces matériaux interviennent dans de nombreux domaines : électrotechnique, électronique, systèmes de communication, stockage d’informations, etc. Les pièces utilisés dans ces secteurs d’activité sont réalisées dans des tôles minces de matériaux industriels qui combinent un ou plusieurs éléments magnétques avec un ou plusieurs éléments d’alliage non ferromagnétiques. Leur ajout confère au produit final des propriétés supplémentaires plus ou moins recherchées par les industries. Le travail de cette thèse a porté sur l’alliage Fe-3%Si. Ce chapitre est consacré à la description du comportement mécanique de l’alliage à l’étude. IDENTIFICATION D’UN MODELE... 3.2 63 Les matériaux magnétiques en général et les alliages Fer-Silicium en particulier Parmi les métaux purs, seuls le fer, le nickel, le cobalt et les lanthanides présentent des propriétés ferromagnétiques. Le tableau 3.1 donne une liste non-exhaustive d’alliages de fer fréquement rencontrés, et précise leurs principales caractéristiques et leur domaine d’utilisation. Tab. 3.1 – Les grandes catégories de matériaux ferromagnétiques : Caractéristiques et utilisation Matériaux Caractéristiques Utilisation - Fer pur - Nombreuses impuretés Petit appareillage électroménager - Fer-Silicium - Isotropie, - Machines tournantes, - Texture de Goss, - Texture cubique. - Transformateurs, etc. - Fer-Nickel - Propriétés magnétiques élevées, - Stabilisation thermique des systèmes électromécaniques, etc. - Anisotropie... - Fer-Cobalt - Faible résistivité - Matériels d’avions, - Forte anisotropie - Matériels sous-marins, etc. 3.2.1 Les alliages Fer-Silicium La première tôle électrique fabriquée à partir d’un alliage fer-silicium a été réalisée au début du 20ieme siècle et sa production n’a cessé de croı̂tre en relation avec le besoin des constructeurs de machines électriques. Son succès est lié aux propriétés particulières qu’un ajout de silicium confère à un acier doux, et bien entendu au coût relativement faible de ces alliages. Les techniques modernes d’élaboration permettent en outre de piloter précisément la taille des grains, et de développer des textures adaptées aux différents flux (unidirectionel et multidirectionnel). 64 IDENTIFICATION D’UN MODELE... 3.2.2 Influence du silicium Le silicium modifie sensiblement certaines propriétés du fer, ces variations pouvant être tantôt bénéfiques, tantôt néfastes. Modification des propriétés physiques La résistivité électrique ρ croı̂t linéairement avec l’apport en silicium pour un pourcentage compris entre 0% et 7% (en masse) [151]. Cette modification est la principale raison qui motive l’emploi des alliages fer-silicium dans l’industrie des machines électriques. Elle entraı̂ne une diminution de l’intensité des courants de Foucault et des pertes d’énergie dynamiques. Modification des propriétés magnétiques La constante d’anisotropie magnétocristalline K1 diminue linéairement en fonction de la concentration en silicium [151]. Cette baisse entraı̂ne une diminution de l’énergie d’anisotropie. Le couplage entre les moments magnétiques et la direction de facile aimantation h100i devient également moins rigide. L’énergie magnétostatique du volume ferromagnétique peut alors être plus facilement réduite [69]. La diminution de l’anisotropie magnétocristalline entraı̂ne également une réduction des pertes par hystérésis car 1 elles sont corrélées à l’énergie de paroi qui est proportionnelle à K12 [151], [152]. L’ajout de silicium modifie aussi l’aimantation à saturation Ms et la magnétostriction λs . Il s’agit de la principale conséquence négative de l’apport de silicium. La dimunition de l’aimantation à saturation Ms suit une loi linéaire [151]. Cette évolution est liée à la diminution du nombre d’atomes ferromagnétiques par unité de volume [69]. Concernant la magnétostriction λs , la modification n’est pas linéaire et dépend de la direction du champ dans le cristal. λ100 augmente d’abord jusqu’à environ 3% de silicium puis diminue jusqu’à s’annuler pour des compositions supérieures à 6% [69]. On montre également que λ111 augmente jusqu’à devenir positif pour un pourcentage de silicium supérieur à 4, 5%. Pour un polycristal isotrope théorique, la valeur de magnétostriction à saturation moyenne λs est issue d’un mélange pondéré entre les caractéristiques λ100 et λ111 du matériau considéré [153]. λs = 2λ100 + 3λ111 5 (3.1) IDENTIFICATION D’UN MODELE... 65 Quand la teneur en silicium augmente, la magnétostriction à saturation λs devient progressivement positive. Sa norme a également tendance à baisser, ce qui diminue le bruit lié aux déformations magnétostrictives à l’intérieur des machines [154]. Le tableau 3.2 résume les principales propriétés magnétiques d’un fer pur et d’un alliage Fer Silicium. Il s’agit du Fe-3%Si qui a une structure monophasée de ferrite-α, cubique centrée, de paramètre de maille 0,287nm. Les atomes de silicium occupent des sites cristallins répartis au hasard dans le réseau du fer. Tab. 3.2 – Principales caractéristiques des alliages Fe-3%Si par rapport au fer pur ρ(10−7 Ωm) K1 λ100 (10−6 ) λ111 (10−6) Bs (T esla) Fer pur 1 4,8 21 -21 2,15 Fer-3%Si 1 4,8 21 -21 2,05 Modification des propriétés mécaniques La présence de silicium modifie également les propriétés mécaniques du fer. Le silicium a la particularité d’attirer la plupart des impuretés pour former de gros précipités, et ainsi purifier la matrice [155]. Quand le pourcentage de silicium augmente, la dureté et la rigidité de l’alliage Fer Silicium s’accroissent. Un ajout de 3% de silicium améliore la découpe. Cependant, au dessus de 4%, le métal devient trop fragile pour être mis en forme facilement à froid. Il ne peut plus être laminé (taux limité à 5% pour des transformations à chaud). D’autres additifs viennent s’ajouter au silicium volontairement ou involontairement pendant l’élaboration de l’alliage. Certains éléments apportent des propriétés recherchées par les industriels (aluminium [156], manganèse [157], phosphore [158]...) et d’autres nuisent aux propriétés du matériau (carbone, oxygène, azote [153], [159], [160]...). 3.2.3 Tôles orientées et non orientées Le domaine d’application d’une tôle de fer-silicium dépend de la texture développée au cours de son élaboration. On parvient à augmenter la perméabilité de l’alliage en alignant, les axes cristallins h100i de tous les grains, qui se trouvent alors ”orientés” préférentiellement dans le plan de la tôle : il s’agit du fer-silicium à grains orientés ou GO. On peut également élaborer un matériau possédant des propriétés isotropes dans le plan de la tôle : le fer-silicium à grains non-orientés ou NO. IDENTIFICATION D’UN MODELE... 66 Le fer-silicium GO (Grains Orientés) Les tôles de fer-silicium GO sont produites avec une teneur en silicium d’environ 3%. Le procédé de fabrication employé comprend une succession de laminages à chaud puis à froid entrecoupés de traitements thermiques adaptés. Le traitement final consiste en une recristallisation secondaire qui provoque une croissance préférentielle des grains orientés selon la texture {110} h001i ou texture de Goss (Figure 3.1). Fig. 3.1 – Texture de Goss dans le plan de laminage. Identification des directions [100], [111], [011] et (110) [26] Le plan de laminage appartient à la famille cristallographique {110}, la direction de laminage (DL) est parallèle à la direction h001i [26]. Cette texture conduit à une structure en domaines magnétiques particulièrement simple [161], [162]. Ce matériau possède d’excellentes propriétés magnétiques dans le sens DL. Les tôles en fer-silicium GO sont en particulier utilisées dans les noyaux de transformateurs où l’aimantation est quasi-unidirectionnelle. Le fer-silicium NO (Non Orienté) On utilise les alliages fer-silicium NO principalement dans les machines tournantes. Ils possèdent généralement une structure à petits grains équiaxes dont la taille offre un compromis entre pertes d’énergie magnétiques et isotropie de la tôle. La mise en forme finale est assurée par un laminage à froid suivi d’un recuit de recristallisation. Ce IDENTIFICATION D’UN MODELE... 67 type de traitement conduit à une légère anisotropie des caractéristiques magnétiques, qui sont toujours meilleures suivant DL [26]. La tôle est habituellement protégée contre la corrosion aprés sa mise en forme. Il peut s’agir d’isolants organiques (vernis, polymères) ou minéraux (phosphates, chromates). Cet isolant ne met pas la tôle sous tension, contrairement aux fer-silicium GO. Les tôles de Fe-Si NO, après avoir longtemps été seulement laminées à chaud, subissent à présent un laminage à froid permettant d’atteindre des épaisseurs relativement faibles. Parmi les tôles de Fe-Si à grains non orientés, il existe deux familles de produits, issues d’une coulée identique à l’origine. – Les tôles de fer-silicium à grains non orientés dites ”semi-process” sont livrées à l’état semi-fini (brut de laminage à froid). Leur épaisseur nominale varie de 0, 50 à 0, 65mm. Ce matériau possède d’excellentes propriétés de découpe. Le traitement de recuit de recristallisation, nécessaire pour restaurer les propriétés magnétiques, est effectué après la mise en forme de la pièce. Cette famille a un coût de production peu élevé. Les qualités magnétiques sont cependant médiocres puisqu’aucun traitement thermique de décarburation n’est réalisé. – Les tôles de fer-silicium à grains non orientés dites ”fully-process” ont subi un recuit final de recristalisation après laminage à froid. Ces tôles possèdent toutes leurs caractéristiques magnétiques à l’état de livraison par le sidérurgiste. Il n’est donc en principe pas nécessaire de faire un traitement thermique aprés découpe chez l’utilisateur. Deux variantes du mode d’élaboration existent, en fonction de la qualité et de l’épaisseur du produit final souhaité. 3.3 Présentation du matériau à l’étude Notre étude porte sur l’alliage ferromagnétique ”Sollac M800-65A”, fourni par le CETIM (Centre Technique des Industries Mécaniques) dans le cadre d’une collaboration entre cet organisme, l’UTC et le Conseil Régional de Picardie. Il s’agit de Fe-3%Si livré sous forme de tôle mince d’épaisseur 0, 65mm et à grains non orientés. C’est un acier ”fully-process”, cubique centré, monophasé de ferrite-α destiné à la fabrication des circuits magnétiques des moteurs électriques. 68 IDENTIFICATION D’UN MODELE... 3.3.1 Caractéristiques mécaniques standards Les caractéristiques mécaniques typiques du ”Sollac M800-65A” sont résumées dans le tableau 3.3. Les trois premières caractéristiques correspondent à un comportement moyen dans les différentes directions du plan de la tôle. La valeur de macrodureté (Hv5 = 120-140) est une mesure de conformité en fin de gamme de fabrication. Tab. 3.3 – Caractéristiques mécaniques standards du ”Sollac M800-65A” (données du fournisseur) Résistance à la rupture (MPa) Limite d’élasticité (MPa) Allongement à la rupture (%) Module de Young (GPa) Dureté (Hv5) 3.3.2 405-435 270-310 28-38 190-210 120-140 Caractéristiques magnétiques standards Les caractéristiques magnétiques générales garanties par le constructeur sont résumées dans le tableau 3.4. Ces mesures sont réalisées avec un Single Sheet Tester, sous induction sinusoı̈dale à 50Hz. Tab. 3.4 – Caractéristiques magnétiques standards du ”Sollac M800-65A” (données du fournisseur) Pertes totales maximales à 50Hz Induction minimale 1T 1,5T 2500A/m 5000A/m 10000A/m 3,6W/kg 8W/kg 1,49T 1,6T 1,71T 3.4 Comportement mécanique La caractérisation des propriétés mécaniques des métaux se fait essentiellement par des essais de traction monotone et uniaxiale. Afin d’enrichir nos connaissances sur le comportement mécanique de l’alliage Fe-Si et des mécanismes de déformation mis en jeu, nous nous intéressons à modéliser son comportement sous différentes directions de 69 IDENTIFICATION D’UN MODELE... sollicitation. Une attention particulière est accordée à la dépendance de l’écoulement plastique à la vitesse de déformation. 3.4.1 La courbe de traction dans la direction de laminage Des éprouvettes rectangulaires de 167.5mm de longueur par 12.5mm de largeur ont été découpées dans les tôles type ”Sollac M800-65A” de 0.65mm d’épaisseur conformément à la norme EN10002-1 [163], spécifique aux essais de traction pour les matériaux métalliques. Un traitement thermique permet d’éliminer les contraintes résiduelles introduites par l’usinage des éprouvettes. Il consiste à placer les éprouvettes dans un four sous vide chauffé à 720◦ C pendant deux heures, puis à les refroidir à l’air avec une vitesse de 0, 2◦C/s. La partie utile de l’essai de traction (distance définie entre les mors) est de 87, 5mm, la section de l’éprouvette est de 8, 125mm2. La déformation a été mesurée à l’aide d’un extensomètre à couteaux distants de 25mm. La figure 3.2 présente un essai typique de traction effectué à une vitesse de déformation de 10−4 s−1 , suivant la direction de laminage de la tôle et à température ambiante. 600 Contrainte (MPa) 500 400 300 Courbe conventionnelle 200 Courbe rationnelle 100 0 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 Déformation (%) 0.3 0.35 0.4 Fig. 3.2 – Essai typique de traction monotone uniaxiale(DL, 10−4s−1 ) La figure 3.2 représente les courbes de traction rationnelle et conventionnelle du matériau. L’allure des courbes de traction obtenue est caractéristique des alliages de IDENTIFICATION D’UN MODELE... 70 fer à bas taux de carbone, de structure cristallographique cubique centrée : courbe avec décrochement de contrainte et palier de Lüders [112], [164] et [165]. Généralement, les métaux cubiques centrés présentent une limite d’élasticité franche, suivie d’une baisse de la contrainte au début de la déformation plastique. Pourtant, de faibles déformations interviennent souvent avant la limite macroscopique. Cette perte de la linéarité, mise en évidence dans la figure 3.3, peut être liée à deux phénomènes, selon Jaoul [105] : – une microdéformation par fluage, liée à l’arrachement par agitation thermique des dislocations ancrées par les nuages de carbone ou d’azote ; – le développement de petites bandes de Piobert-Lüders qui n’ont pas encore traversé toute la section de l’éprouvette. La limite d’élasticité est atteinte seulement quand cette traversée est effectuée. Fig. 3.3 – Décrochement de contrainte et palier de Lüders(DL, 10−4s−1 ) [27] On définit la limite d’élasticité supérieure σemax par la contrainte correspondante à la transition élastoplastique macroscopique, alors que la limite d’élasticite inférieure σemin est définie comme la valeur minimale de la contrainte pendant la plasticité. La plasticité débute par une chute de la contrainte d’écoulement d’environ 11 MPa (σemax = 288, 5MP a, σemin = 277, 5MP a), confinée dans une zone étroite de la déformation. L’interprétation du phénomène a été proposée initialement par Cotrell [164] : les dislocations sont emprisonnées à l’intérieur d’atmosphères constituées en particulier de carbone, d’oxygène et d’azote. Sous l’effet d’une contrainte suffisante, les dislocations se libèrent et peuvent ainsi se mouvoir plus facilement, la force nécessaire à leur déplacement diminuant. Il apparaı̂t alors un décrochement brusque de la contrainte d’écoulement. Une autre approche, concernant le comportement collectif d’un grand nombre de dislocations se déplaçant simultanément, est fournie par Hahn [166]. La brusque chute de contrainte observée au début de la déformation plastique est due à une rapide mul- IDENTIFICATION D’UN MODELE... 71 tiplication des dislocations et dépend de leur vitesse de déplacement. Cette approche permet d’envisager une déformation ultérieure homogène ou hétérogène. Le mécanisme initial est le même et est gouverné par une concentration locale de contraintes qui initie le glissement dans un grain et qui se propage ensuite aux grains voisins. Le caractère homogène ou hétérogène de la propagation ultérieure de la plasticité dépend essentiellement du taux de déformation emmagasinée dans la bande principale. La déformation se poursuit à contrainte constante, la courbe de traction présente un palier de longueur 3% de déformation. Il s’agit d’une zone d’hétérogénéité, la déformation étant localisée dans des bandes de Piobert-Lüders dont la disposition est fonction du mode de sollicitation. Des observations sur des métaux cubiques centrés [105], [167] et [168] ont montré que ces bandes apparaissent brusquement dans les zones soumises à des concentrations de contraintes, généralement au bord de l’éprouvette. Ensuite, elles se propagent sous un angle bien défini avec l’axe de traction (de 45◦ à 50◦ ) vers l’autre extrémité. Les premières microbandes sont générées à partir des joints de grains. Une fois formée, la bande génère de fortes concentrations de contraintes dans les grains suivants, qui se plastifient à leur tour. A l’avant du front de bande les grains contiennent peu de lignes de glissement alors qu’à l’arrière du front les grains exhibent des glissements multiples selon deux ou trois systèmes. La propagation de la déformation affecte de proche en proche la matrice, les fronts se déplaçant jusqu’à ce que toute l’éprouvette soit couverte. La consolidation homogène reprend une fois que toute la partie utile de l’éprouvette a subi le passage des bandes. Les travaux de Hubert [72]et Iordache [27] ont porté sur un même alliage Fe-3%Si, de désignations industrielles respectives ”FeV330-50HA” et ”FeV330-35HA” mais avec des épaisseurs inférieures à l’alliage de notre étude (respectivement 0, 5 et 0, 35mm). Les essais de traction uniaxiale, effectués suivant la direction de laminage et à vitesse comparable, montrent aussi un décrochement de contrainte du même ordre (10 MPa). Cependant, les longueurs du palier de Lüders sont différentes. Hubert trouve un palier très faible, inférieur à 0, 5%, Iordache trouve un palier de 1, 3 − 1, 5%, alors que notre palier atteint 3%. Cette différence de comportement peut s’expliquer par les travaux de Jaoul [105]. Il montre que plusieurs paramètres tels que la limite d’élasticité, le taux de consolidation des grains et la texture cristallographique affectent la longueur du palier. Par exemple, la longueur du palier est inversement proportionnelle a la taille de grain. Le durcissement d’écrouissage se poursuit jusqu’à atteindre la contrainte maximale σmax , qui est de 510 MPa pour ce matériau, contre 680 et 530 pour les ”FeV330-50HA” et ”FeV330-35HA”. L’allongement à rupture est respectivement de 35 − 40%, 20 − 25% et 25 − 30%. 72 IDENTIFICATION D’UN MODELE... 3.4.2 Influence de l’orientation de la sollicitation sur les propriétés mécaniques Nous nous sommes intéressés dans cette partie à caractériser le comportement mécanique du matériau sous différentes directions de charge. Nous effectuons plusieurs essais de tractions à vitesse constante et à différentes directions (ε̇ = 10−4 s−1 ). On notera par DL, la Direction de Laminage ; D30, la Direction à 30◦ par rapport à la direction de laminage...et DT, la Direction Transverse. La figure 3.4 représente l’évolution de la courbe de traction rationnelle en fonction de la direction de sollicitation. 600 Contrainte vraie(MPa) 500 400 DL D30 D45 D60 DT 300 200 100 0 0 0.05 0.1 0.15 0.2 Déformation vraie(%) 0.25 0.3 Fig. 3.4 – Courbe de traction pour les différentes directions Les courbes de traction montrent un comportement similaire pour les différentes directions. L’écart maximal de la contrainte se situe entre les directions DL et D45 et il ne dépasse pas les 30 MPa. La figure 3.5 décrit l’évolution des caractéristiques mécaniques pour les directions de chargement : limite d’élasticité minimale σemin et maximale σemax , contrainte maximale σ max , allongement à rupture A% et la longueur du palier de Lüders Lp . 73 IDENTIFICATION D’UN MODELE... (a) (b) 550 275 σmax(MPa) σe(MPa) 300 σmax e min 525 σe D30 D45 D60 DT (c) 3.25 3 2.75 2.5 DL D30 D45 D60 DT 500 DL Allongement à rupture A(%) Longueur du palier de Lüders Lp(%) 250 DL D30 D45 D60 DT D60 DT (d) 45 35 25 DL D30 D45 Fig. 3.5 – Evolution des caractéristiques mécaniques en fonction de la direction de sollicitation pour ε̇ = 10−4 s−1 :(a) limite d’élasticité, (b) contrainte maximale, (c) allongement à rupture, (d) longueur du palier de Lüders • Comapraison avec les données CETIM Le comportement mécanique en traction, moyenné sur l’ensemble des directions de la tôle, peut être caractérisé par les paramètres décrits dans le taleau 3.5 ci-dessous comparées aux données CETIM. Tab. 3.5 – Comparaison des grandeurs caractéristiques de l’essai de traction (sens DL, D30, D45, D60 et DT) avec les données CETIM Présente étude Données CETIM max σe (MPa) 293 ± 4,5 270-310 max ∆σe (%) 3,1 min σe (MPa) 279 ± 7,5 – min ∆σe (%) 5,4 σmax (MPa) 523,5 ± 13,5 405-435 ∆σmax (%) 5,1 A(%) 39,6 ± 2,5 28-38 Lp (%) 2,9 ± 0,25 – IDENTIFICATION D’UN MODELE... 74 La direction suivant laquelle nous appliquons le chargement affecte peu le comportement du matériau. En effet, l’écart ∆σ entre les valeurs maximales et minimales de la limite d’élasticite et la contrainte à rupture ne dépasse pas les 6%. Le comportement mécanique du matériau est donc relativement isotrope dans le plan. L’écart maximum de comportement se trouve entre la direction de laminage et la direction à 45◦ , le comportement transversal étant très proche de celui de la direction de laminage. Le critère de plasticité de von Mises est suffisant pour caractériser le comportement de ce matériau. La loi de Hollomon σ = Kεnp reliant la contrainte vraie σ à la déformation plastique vraie permet de rendre compte de cette tendance (Figure 3.6). Fig. 3.6 – Evolution des coefficients de Hollomon dans le plan de la tôle En effet, pour toutes les directions, le coefficient de résistance plastique K est de 770 ± 15MP a. L’exposant d’écrouissage n est de 0, 26 ± 0, 007. 3.4.3 Synthèse Le Fe-Si est un alliage fer à bas taux de carbone. Sa courbe de traction est caractéristique d’une structure cubique centrée (décrochement de contrainte et palier de Lüders). Les essais le long de différentes directions montrent que le comportement est relativement isotrope. 75 IDENTIFICATION D’UN MODELE... 3.5 Influence de la vitesse de déformation Des essais de traction préliminaires à vitesses de traverses variables montrent une sensibilité des caractéristiques mécaniques à la vitesse de déformation (Figure 3.7). 600 Contrainte vraie (MPa) 500 400 300 10−2s−1 10−4s−1 200 7.5 10−6s−1 100 0 0 0.05 0.1 0.15 0.2 Déformation vraie (%) 0.25 0.3 Fig. 3.7 – Courbes de traction pour les différentes vitesses de déformation On constate que la limite d’élasticité augmente avec la vitesse de déformation. Les tests de traction décrits précédemment se font à vitesse de traverse constante, exprimée en mms−1 . Cette vitesse est convertie en taux de déformation initiale, exprimé en s−1 , et qui est calculé en fonction des dimensions de l’éprouvette et de l’extensomètre. Ce taux varie au cours de l’essai. Or l’identification d’une loi de comportement plastique, qui prend en compte la dépendance de la réponse mécanique du matériau à la vitesse de sollicitation, nécessite des courbes contrainte vraie-déformation vraie réalisées sous différents taux de déformation constants. En se basant sur l’étude bibliographique décrite dans le chapitre 2 concernant les modèles mécaniques de dépendance à la vitesse, dans ce qui suit, nous détaillons l’approche expérimentale pour identifier les paramètres d’un modèle donné. IDENTIFICATION D’UN MODELE... 3.5.1 76 La VidéoTraction La VidéoTraction est un essai de traction à pilotage vidéométrique qui donne accès au comportement intrinsèque des matériaux. Développée par G’sell [38] au sein du laboratoire de Physique des Matériaux de l’école des Mines de Nancy, cette technique permet le pilotage en temps réel, des déplacements des mors de la machine de traction de façon à assurer un taux de déformation local constant. Quatre taches sombres et symétriques par rapport aux axes principaux de l’éprouvette sont marquées sur l’une des faces (Figure 3.8). Fig. 3.8 – Eprouvette marquée pour la VidéoTraction Elles sont espacées de 8mm, et un polissage préalable est effectué pour donner un meilleur contraste taches/surface. Une fois l’éprouvette fixée entre les mors de la machine de traction, une caméra numérise les marques (Figure 3.9). Fig. 3.9 – Dispositif expérimental de la VidéoTraction 77 IDENTIFICATION D’UN MODELE... La déformation vraie est obtenue par analyse des déplacements des barycentres des marques numérisées par la caméra. Cette dernière est interfacée à un logiciel de traitement d’images pour l’analyse des distorsions. Les marques situées suivant l’axe de traction donnent accès à la déformation vraie axiale εxx , tandis que les marques alignées perpendiculairement déterminent la déformation vraie transverse εyy . La contrainte vraie σxx est définie comme la force de traction par unité de section droite au niveau des marques. La section courante est calculée à partir de la section initiale de l’échantillon et de la déformation vraie. A partir de ces données, une autorégulation de la vitesse de traverse permet de garantir un taux de déformation ε̇xx constant. La traction classique et la VidéoTraction relèvent le même comportement pour les faibles déformations. Au delà de 10% de déformation, les courbes rationnelles divergent légèrement (Figure 3.10). L’instabilité du palier de Lüders fait que la VidéoTraction a du mal à imposer un taux de déformation constant, d’où la différence avec la courbe classique. 550 Contrainte vraie (MPa) 500 450 400 VidéoTraction 350 Traction classique 300 250 0 0.05 0.1 0.15 Déformation vraie (%) 0.2 0.25 Fig. 3.10 – Courbes rationnelles de la VidéoTraction et de la traction 3.5.2 Résultats expérimentaux Lors des essais de VidéoTraction, la caméra capture et numérise une surface de l’éprouvette (fenêtre), qui est un compromis entre la netteté de l’image et la largeur de la surface et qui ne doit plus être modifié. Le mouvement des marques doit être 78 IDENTIFICATION D’UN MODELE... compris dans cet espace, ce qui limite la déformation totale atteinte à 25%. De plus, le logiciel de traitement d’image n’est pas capable de suivre les mouvements rapides des taches et de réactualiser les coordonnées des barycentres, ce qui limite la gamme des vitesses qu’on peut explorer. La vitesse de déformation, pour un poinçonnage dans la zone la plus sollicitée, se situe entre 10−4 et 104 s−1 . Malheureusement, pour les raisons techniques citées, nous ne pourrons pas atteindre des vitesses supérieures à 5.10−3 s−1 en VidéoTraction. Les essais seront effectués pour les vitesses suivantes : 10−5 , 5.10−5 , 10−4 , 5.10−4 , 10−3 et 5.10−3 s−1 et une fois la loi de comportement identifiée, elle sera extrapolée aux grandes vitesses. La figure 3.11 représente l’évolution de la contrainte en fonction de la déformation. 500 σ (MPa) 400 300 10−5 5.10−5 −4 10 200 5.10−4 10−3 5.10−3 100 0 0 5 10 15 ε (%) 20 25 Fig. 3.11 – Courbes de VidéoTraction à différentes vitesses 3.5.3 Identification d’une loi dépendante de la vitesse La loi de Lubahn et Felgar ( [88], [89]), citée précédemment, correspond au comportement particulier du matériau. Elle bénéficie en plus d’une simplicité d’écriture et d’un faible nombre de paramètres à identifier. Le modèle néglige l’effet de la température et s’écrit : m ε̇ n σ(ε, ε̇) = Kεp (3.2) ε̇ref avec K et n deux paramètres identifiés dans le cas quasi-statique, ε̇ref le taux de déformation caractérisant le comportement quasi-statique et m la sensibilité à la vi- 79 IDENTIFICATION D’UN MODELE... tesse de déformation. L’analyse de cette dépendance se fait par rapport à une courbe de référence correspondant à un comportement statique. Dans nos expériences, ce comportement correspond au test effectué à la plus faible vitesse, soit ε̇ref = 10−5 s−1 . Il est modélisé par : σref = Kεnp (3.3) et donc : σ = σref ε̇ ε̇ref m (3.4) L’équation 3.4 permet d’identifier le coefficient m en traçant la courbe représentative de : ε̇ σ ln = m. ln (3.5) σref ε̇ref L’identification du paramètre m est illustré par la figure 3.12. 0.08 Points expérimentaux 2 ln (σ/σref ) Régression linéaire: m=0,0085 (R =0,85) 0.06 0.04 0.02 0 1 2 3 4 5 6 ln (ε̇/ε̇ref ) 7 8 Fig. 3.12 – Identification du coefficient de sensibilité à la vitesse Le coefficient m a pour valeur 0, 0085. Le comportement du matériau s’écrit donc comme suit : 0,0085 ε̇ 0,245 σ(ε, ε̇) = 750εp (3.6) ε̇ref IDENTIFICATION D’UN MODELE... 3.6 80 Validation numérique Pour valider l’identification décrite précédemment, on modélise le comportement mécanique du matériau de deux façons. La première, simpliste, considère le comportement comme étant purement élastoplastique alors que la seconde, plus représentative du cas réel, prend en compte la dépendance à la vitesse de déformation. Les essais de VidéoTraction ont été effectués sur des éprouvettes rectangulaires de 167, 5mm de longueur par 12, 5mm de largeur. Deux taches, espacées de 8mm au centre des éprouvettes, ont permis le suivi de la déformation en fonction de la contrainte, à taux de déformation constant, comme il a été expliqué précédemment. La représentation géométrique de l’essai de traction peut se restreindre, en raison de la symétrie du problème, à la représentation 2D d’un quart de l’éprouvette (Figure 3.13). Fig. 3.13 – Modèle géométrique de la simulation de la vidéotraction La tôle étant mince, on utilise l’hypothèse des contraintes planes. Les éléments du maillage choisis sont des quadrilatères Q4, bilinéaires et à intégration réduite (250 éléments CPS4R). Le comportement élastoplastique est introduit par la courbe d’écrouissage σ = f (εp ), établie à partir d’un essai de traction quasi-statique. On définit la vitesse ε̇ = 10−5 s−1 comme vitesse représentative d’un comportement quasi-statique. La courbe expérimentale donne l’évolution de la contrainte pour une déformation plastique maximale de 30%. Le caractère isotrope du matériau et le critère de plasticité de von Mises nous permettent d’identifier la loi d’écrouissage σ = Kεnp . Pour les besoins numériques, nous extrapolons cette courbe à des déformations beaucoup plus importantes et qui atteignent 300% (Figure 3.14). 81 IDENTIFICATION D’UN MODELE... σref (MPa) 1000 750 500 250 0 0.5 1 1.5 2 εp 2.5 3 Fig. 3.14 – Courbe d’écrouissage quasi-statique extrapolée aux grandes déformations plastiques La loi de Lubahn et Felgar ( [88], [89]), décrite précédemment, permet d’établir le comportement mécanique du matériau avec dépendance à la vitesse en fonction de son comportement quasi-statique. En effet, en exprimant le comportement quasi-statique comme suit ( ε̇ref étant le taux de déformation quasi-statique) : σref = Kεnp et plus généralement, pour un taux de déformation quelconque, m ε̇ n σ = Kεp ε̇ref (3.7) (3.8) on obtient la relation suivante : σ = σref ε̇ ε̇ref m (3.9) Le paramètre de sensibilité à la vitesse m a été identifié à 0, 0085. Expérimentalement, le taux de déformation quasi-statique est de 10−5 s−1 et les taux de déformations dynamiques sont compris entre 5.10−5 et 5.10−3 s−1 . Cependant, pour les besoins numériques ε̇ σ en fonction de σref à des vitesses plus il faut extrapoler, là aussi, l’évolution de ε̇ref importantes (Figure 3.15). 82 IDENTIFICATION D’UN MODELE... 1.08 σ/σref 1.06 1.04 Points expérimentaux Courbe extrapolée 1.02 1 0 500 1000 ε̇/ε̇ref 1500 2000 Fig. 3.15 – Evolution de σ/σref en fonction de ε̇/ε̇ref La figure 3.16 compare les courbes expérimentales de la VidéoTraction avec les courbes numériques obtenues par les deux modèles du comportement du matériau : élastoplastique et élastoplastique avec dépendance à la vitesse de déformation (ADVD). 83 IDENTIFICATION D’UN MODELE... σ (MPa) 400 300 200 Experimental Modèle élastoplastique Modèle élastoplastique ADVD 100 0 0 5 ε (%) 10 15 (a) ε̇ = 10−5 s−1 σ (MPa) 400 300 200 Experimental Modèle élastoplastique Modèle élastoplastique ADVD 100 0 0 5 10 15 ε (%) 20 25 (b) ε̇ = 5.10−3 s−1 Fig. 3.16 – Prise en compte de la dépendance à la vitesse de déformation lors de la simulation et comparaison avec les résultats expérimentaux IDENTIFICATION D’UN MODELE... 84 L’erreur du modèle élastoplastique croı̂t avec la vitesse et atteint 5% (pour une dispersion inférieure à 1%) pour la vitesse de 5.10−3 s−1 . Cette vitesse est relativement faible par rapport à celles atteintes lors de la découpe, ce qui nous laisse penser que l’erreur finale sera supérieure à 5%. La prise en compte de la sensibilité à la vitesse de sollicitation améliore nettement la corrélation numérique/expérimentale. Ce travail nous conforte dans le choix du modèle caractérisant le comportement du matériau ainsi que dans son implémentation numérique. L’instabilité du palier de Lüders et sa non-reproductibilité induit une erreur, non significative, au niveau numérique. 3.7 Synthèse du chapitre 3 L’alliage étudié présente une sensibilité à la vitesse de déformation qui ne peut pas être négligée lors de sa caractérisation. Des essais de VidéoTraction ont permis d’identifier les paramètres d’une loi appropriée au caractère homothétique de l’évolution de la contrainte d’écoulement en fonction de la vitesse de déformation. Cette loi a été validée numériquement sur des simulations des essais de VidéoTraction avant son utilisation dans la modélisation des procédés de découpe. Chapitre 4 Procédé de découpage 4.1 Introduction Après avoir étudié et modélisé le comportement du Fe-Si, nous nous intéressons aux aspects expérimentaux du poinçonnage et du cisaillage, d’une part et d’autre part, à la modélisation numérique de ces procédés. Ceci est de grande importance, pour quantifier la dégradation de l’état mécanique du matériau liée aux procédés de découpe des tôles minces. 4.2 Aspects expérimentaux Ce travail a pour but d’étudier essentiellement l’influence du jeu et de la vitesse de découpe sur les courbes force-pénétration ainsi que leurs impacts sur la qualité du profil découpé et sur les modes de rupture. Les conclusions dégagées de cette analyse serviront ultérieurement à opérer les bons choix pour la simulation de ces procédés. PROCEDE DEDECOUPE 4.2.1 86 Etude expérimentale du poinçonnage Matériel et techniques utilisés Les essais de découpe sont effectués au Centre Technique des Industries Mécaniques (CETIM-Senlis). Les opérations de découpe se font sur une presse mécanique avec le matériau étudié précédemment. Il se présente sous forme d’une bande de 0, 65mm d’épaisseur enroulée sur une bobine. Afin de déplier cette bobine et de pouvoir ainsi amener convenablement la matière sous l’outil de découpe, elle est posée sur un dévidoir. La tôle est ensuite entraı̂née par un redresseur pour être centrée sous l’outil afin d’obtenir des tôles sous forme de bandes planes. La machine permettant le cisaillage et le poinçonnage est une presse mécanique ”BRET” de 200 tonnes (Figure 4.1). Fig. 4.1 – Presse hydraulique, boitiers de commande et dispositif d’aquisition 87 PROCEDE DEDECOUPE Le mouvement de l’outil est assuré par un système bielle-manivelle entraı̂né par inertie. La machine est couplée à un ordinateur qui permet l’acquisition, via un capteur piézo-électrique, de l’effort appliqué à l’outil au cours du temps. Un calcul approprié permet de remonter aux courbes d’évolution de la charge en fonction de la pénétration de l’outil de découpe dans la tôle. La presse mécanique permet l’utilisation de cadences comprises entre 30 et 80 coups/min. En se basant sur la théorie des transformations du mouvement, en l’occurrence celle d’un mouvement circulaire uniforme, en un mouvement rectiligne non uniforme, on définit l’expression de la position de l’outil et sa vitesse. La figure 4.2 représente le système bielle-manivelle. Fig. 4.2 – Cinématique du mouvement La distance ”OB” a pour expression : x = r cos α + p L2 − r 2 sin2 α) (4.1) Soit ω la vitesse de rotation du vilebrequin. Prenons comme origine des déplacements du coulisseau le point mors bas (PMB) et comme origine des temps, l’instant de passage en ce point. Soit x la position de l’outil à l’instant t. Pour t = 0, x = 0. D’autre part, on pose α = ωt. D’où : p x = r + L − (r cos ωt + L2 − r 2 sin2 ωt) (4.2) 88 PROCEDE DEDECOUPE Le chemin parcouru par le coulisseau lorque le vilebrequin passe du PMB (ωt = 0) au point mors haut (PMH) (ωt = π) s’appelle la course c (c = xmax = 2r). 2 2 ωt En pratique, le terme r sin est très petit devant 1(pour la presse utilisée, L = 600mm, L2 2 r c = 56mm et L2 = 0, 0022). Le développement de (4.2) au voisinage de 1 aboutit à : x = r(1 − cos ωt) + r 2 sin2 ωt 2L (4.3) r cos ωt) L (4.4) La vitesse de l’outil est également donnée par : V = ωr sin ωt(1 + Ainsi, en raison du mécanisme utilisé (bielle-manivelle), la vitesse de découpe n’est pas constante au cours du déplacement de l’outil (Figure 4.3). Cadence 30 coups/mn Cadence 80 coups/mn 100 250 V (mm/s) X (mm) 75 V (mm/s) X (mm) 200 150 50 100 25 50 0 0 −50 −25 −100 −50 −150 −75 −100 −200 0 0.5 1 1.5 Temps (s) 2 −250 0 0.25 0.5 Temps (s) 0.75 Fig. 4.3 – Evolution de la position du poinçon et de sa vitesse au cours du temps pour les deux cadences extrêmes En faisant varier la position de la tôle par rapport au PMB et la cadence de l’outil, on arrive a avoir une large gamme de vitesse de découpe (Figure 4.4). On suppose que cette gamme de vitesse est constante lors de découpe. 89 PROCEDE DEDECOUPE 140 120 126,9mm/s 119mm/s 111mm/s 103,2mm/s 95,2mm/s 87,2mm/s 79,3mm/s 63,5mm/s 47,6mm/s 29mm/s Vitesse (mm/s) 100 80 60 40 20 0 0 0.2 0.4 0.6 Pénétration (mm) 0.8 1 Fig. 4.4 – Evolution des différentes vitesses lors de la pénétration de l’outil dans la tôle Différentes configurations d’essais Les poinçons utilisés sont cylindriques (Figure 4.5), considérés comme neufs et montés sur le mors mobile de la presse (Figure 4.6). Le rayon de courbure de l’arête de découpe est estimé à 0, 02mm. Les outils usés (rayons de courbure supérieurs à 0, 1mm) détériorent rapidement les profils de découpe avec une hauteur de bavure plus importante [169]. Fig. 4.5 – Photo de face et de profil d’un poinçon (Φoutil = 8, 90mm) PROCEDE DEDECOUPE 90 Fig. 4.6 – Montage du poinçon sur la presse La figure 4.7 présente une tôle poinçonnée avec ses débouchures. Fig. 4.7 – Tôle poinçonnée et débouchures La matrice et le serre-flan ont des dimensions constantes et le jeu est ajusté en faisant varier les dimensions du poinçon (Tableau 4.1). 91 PROCEDE DEDECOUPE Tab. 4.1 – Outils pour le poinçonnage Diamètre matrice 9mm Diamètre serre-flan 12mm Diamètre poinçon ≫≫ Jeu 8,95mm ≫≫ 8,90mm ≫≫ 8,85mm ≫≫ 8,80mm ≫≫ 8,75mm ≫≫ 8,70mm ≫≫ 3,85% 7,69% 11,54% 15,38% 19,23% 23,07% Pour chaque jeu, on réalise des essais à différentes vitesses. Pour les faibles jeux (3, 85% et 7, 69%) une gamme de vitesse plus large sera étudiée afin de mieux définir l’impact de la vitesse de découpe sur le comportement du matériau lors du poinçonnage (Tableau 4.2). Tab. 4.2 – Configurations des jeux et des vitesses utilisées lors des essais de poinçonnage Jeu(%) 3,85 7,69 11,54 15,38 19,23 23,07 29 • • • • • • 47,6 • • • • • • Vitesse de poinçonnage 63,5 79,3 87,2 95,2 • • • • • • • • • • (mm.s−1 ) 103,2 111 • • • • 119 • 126,9 • • • • • • Résultats et analyses - Influence du jeu Le jeu entre le poinçon et la matrice joue un rôle très important dans le processus de poinçonnage. Le choix du jeu influence, entre autres, la durée de vie des outils, l’effort de poinçonnage et la qualité (forme de bavure) de la découpe. La figure 4.8 représente des résultats obtenus pour quelques unes des vitesses utilisées. 92 PROCEDE DEDECOUPE 6000 Force (N) 5000 4000 3,85% 7,69% 11,54% 19,23% 3000 2000 1000 0 0 0.2 0.4 Pénétration (mm) 0.6 (a) Vitesse = 29mm.s−1 6000 Force (N) 5000 4000 3,85% 7,69% 11,54% 19,23% 3000 2000 1000 0 0 0.2 0.4 Pénétration (mm) 0.6 (b) Vitesse = 126,9mm.s−1 Fig. 4.8 – Influence du jeu sur les courbes force-pénétration pour les différentes vitesses de poinçonnage L’accroissement du jeu implique une diminution de l’effort global du poinçonnage. La figure 4.9 montre l’évolution de l’effort maximal en fonction du jeu pour la vitesse de poinçonnage de 126, 9mm.s−1 . Cette évolution est similaire pour les autres vitesses. 93 PROCEDE DEDECOUPE On note que pour ce matériau, pour un jeu relatif allant de 3 à 23%, la diminution de cet effort est de l’ordre de 10 à 12%. 7000 Force maximale (N) 6750 6500 6250 6000 0 5 10 15 20 25 Jeu (%) Fig. 4.9 – Evolution de l’effort maximum en fonction du jeu (Vitesse de poinçonnage 126, 9mm.s−1 ) Rappelons que le jeu poinçon-matrice influence radicalement la qualité de la surface de découpe et la précision dimensionnelle de la pièce poinçonnée. Dans le cas de jeux assez grands, le profil de la surface de découpe est de très mauvaise qualité à cause d’une zone arrachée et d’une bavure importante. Quand ces jeux diminuent, les irrégularités de cette surface s’amoindrissent. D’une manière générale, on ne peut pas travailler avec un jeu supérieur à 23% dans le cas du poinçonnage. Une analyse des profils de découpe devra le confirmer. - Influence de la vitesse Au même titre que le jeu, la vitesse de poinçonnage est un paramètre important pour la maı̂trise du processus. Elle affecte, également la durée de vie des outils de découpe et la qualité du bord découpé. La figure 4.10 trace l’évolution de la courbe force-pénétration pour quelques jeux et met en évidence l’influence de la vitesse de poinçonnage. On constate que la vitesse n’affecte pas la valeur de l’effort maximal mais plutôt la valeur de la pénétration à rupture. Pour les faibles vitesses, soit 29 et 47,6 mm.s−1 , la rupture survient aux alentours de 0,45 et 0,50 mm de pénétration (70 - 77% de l’épaisseur). 94 PROCEDE DEDECOUPE 6000 5000 47,6 mm.s−1 Force (N) −1 63,5 mm.s 4000 −1 79,3 mm.s 95,2 mm.s−1 3000 103,2 mm.s−1 −1 111 mm.s 2000 119 mm.s−1 126,9 mm.s−1 1000 0 0 0.2 0.4 Pénétration (mm) 0.6 (a) Jeu = 3,85% 6000 Force (N) 5000 4000 29 mm.s−1 −1 63,5 mm.s −1 3000 79,3 mm.s 95,2 mm.s−1 −1 2000 103,2 mm.s −1 111 mm.s 126,9 mm.s−1 1000 0 0 0,2 0,4 Pénétration (mm) 0,6 (b) Jeu = 7,69% Fig. 4.10 – Influence de la vitesse de découpe sur la courbe force-pénétration pour quelques uns des jeux utilisés PROCEDE DEDECOUPE 95 Pour des vitesses plus importantes, elle se situe aux alentours de 0,55 et 0,65mm (85 100% de l’épaisseur). - Analyse du profil de découpe Une analyse complémentaire des faciès et des profils de rupture nous permet une meilleure compréhension du processus de poinçonnage. Comme nous l’avons souligné au chapitre 2, le faciès de rupture se décompose en trois zones (Figure 2.13) : une zone pliée, une zone de rupture en cisaillement et une zone de rupture ductile. La formation et la répartition de ces trois zones dépendent des propriétés du matériau, de l’épaisseur de la tôle et des conditions expérimentales des essais (jeux et vitesses). Les ”meilleurs” essais sont ceux qui présentent une large zone de cisaillement et donc une faible zone de rupture ductile. Les images des profils des différentes configurations sont obtenues après découpage des trous et par analyse au MEB. L’image (Figure 4.11.a) montre clairement la zone lisse et la zone arrachée. La figure 4.11.b illustre les cupules caractéristiques de la rupture ductile. Fig. 4.11 – (a). Exemple d’un profil de poinçonnage (Jeu = 3, 85%, Vitesse = 126,9 mm.s−1 ) ; (b). Cupules caractéristiques de la zone arrachée. La figure 4.12 trace l’évolution de la hauteur de la zone lisse et de la zone arrachée pour les jeux de 3,85 et 7, 69%. Pour le jeu 3, 85%, on a une hauteur respective de 420 ± 20µm et 160 ± 15µm pour la zone lisse et arrachée alors que pour le jeu 7, 69%, les hauteurs respectives sont de 395 ± 17µm et 175 ± 100µm. Ces proportions peuvent être estimées comme constantes et donc indépendantes de la vitesse de poinçonnage. Cependant, il semble que la variation du jeu ait un impact plus sensible sur la hauteur de la zone lisse que sur celle de la zone arrachée. Six jeux sont utilisés pour étudier l’impact de ce paramètre sur le mode de rupture 96 PROCEDE DEDECOUPE 0.5 Hauteur(mm) 0.4 Zone lisse 3,85% Zone arrachée 3,85% Zone lisse 7,69% Zone arrachée 7,69% 0.3 0.2 0.1 20 40 60 80 100 120 140 −1 Vitesse (mm.s ) Fig. 4.12 – Evolution de la hauteur de la zone lisse et arrachée (jeu de 3, 85% et 7, 69%) durant le poinçonnage. Même après avoir démontré que la vitesse n’influence pas la proportion de la hauteur de la zone lisse et arrachée, pour chaque jeu on appliquera au minimum quatre vitesses. Ceci permet de nous conforter dans nos conclusions précédentes. La figure 4.13 représente l’évolution de la zone arrachée en fonction du jeu pour les quatre vitesses. La hauteur relevée est de 185 ± 400µm. 0.23 −1 29mm.s −1 Hauteur de la zone de rupture (mm) 47,6mm.s −1 0.21 79,3mm.s −1 126,9mm.s 0.19 0.17 0.15 0.13 0 5 10 15 20 25 Jeu (%) Fig. 4.13 – Evolution de la hauteur de la zone arrachée avec le jeu 97 PROCEDE DEDECOUPE L’évolution de la hauteur de la zone lisse (Figure 4.14) est maximale pour les faibles jeux (3,85 et 7,69%). Sachant que les meilleurs essais sont ceux qui présentent une large zone de cisaillement, il est évident que le meilleur poinçonnage se fait avec les faibles jeux. Au delà de 7,69%, la hauteur de la zone lisse diminue linéairement jusqu’à atteindre une hauteur minimale pour les jeux de 19,23 et 23,07%. 0.45 −1 29mm.s Hauteur de la zone lisse (mm) 47,6mm.s−1 0.4 −1 79,3mm.s 126,9mm.s−1 Tendance 0.35 0.3 0.25 0 5 10 15 20 25 Jeu (%) Fig. 4.14 – Evolution de la hauteur de la zone lisse avec le jeu 4.2.2 Etude expérimentale du cisaillage Matériel et techniques utilisés Les essais de cisaillage ont été, comme pour le poinçonnage, menés au CETIM. Un outil à lame droite et ouverte a été réalisé spécialement pour nos essais (Figure 4.15). Sa conception et sa réalisation ont été financées par le Conseil Régional de Picardie. Le cisaillage effectué est dit simple et à bord libre. La cisaille est montée sur la presse mécanique utilisée pour le poinçonnage. L’outil coupant est à arête vive, droite et à contour ouvert. Le matériau est présent sous forme de bande d’épaisseur égale à 0, 65mm tout comme pour le poinçonnage. PROCEDE DEDECOUPE 98 Fig. 4.15 – Dispositif expérimental du cisaillage Gamme de configuration des essais Le matériau est déposé sur la matrice sans que son bord ne soit en contact avec d’autres pièces. Pour des raisons techniques, l’outil doit être guidé dans son mouvement par un élément de centrage (élément gauche dans la figure 4.16). On notera l’absence d’un élément de serrage (serre-flan) pour ces essais. Deux vitesses sont utilisées : 58 et 154 mm.s−1 . Fig. 4.16 – Schématisation de l’essai de cisaillage PROCEDE DEDECOUPE 99 Le jeu J est contrôlé en faisant varier la distance ∆d entre le bord découpant de l’outil et la matrice. Lors de cette compagne d’essais, nous avons balayé une large gamme de jeux allant de 3% à 60% (Tableau 4.3). Tab. 4.3 – Jeux utilisés pour le cisaillage Distance outil-matrice (mm) Jeu relatif (%) 0,02 3,07 0,05 7,69 0,07 10,67 0,10 15,38 0,12 18,46 0,15 23,07 0,25 38,46 0,40 61,53 Notons que pour les jeux supérieurs à 40%, la découpe de la tôle se réalise plus par un phénomène de pliage que par un procédé de cisaillage (Figure 4.17). Dans la suite on s’intéressera uniquement à l’étude des essais effectués pour des jeux compris entre 3 et 23%. Fig. 4.17 – Profil cisaillé pour un jeu de (a)18, 46% ; (b)61, 53% Résultats et analyses Comme pour le poinçonnage, on s’intéresse à l’impact du jeu et de la vitesse de découpe sur le procédé de cisaillage. 100 PROCEDE DEDECOUPE - Influence du jeu La figure 4.18 illustre les courbes force-pénétration en fonction du jeu pour les deux vitesses de cisaillage utilisées. 6000 5000 Force (N) 4000 3000 3,07% 7,69% 10,76% 15,38% 18,46% 23,07% 2000 1000 0 0 0.2 0.4 0.6 Pénétration (mm) 0.8 (a) Vitesse = 58mm.s−1 6000 5000 Force (N) 4000 3000 7,69% 10,76% 15,38% 18,46% 23,07% 2000 1000 0 0 0.2 0.4 0.6 Pénétration (mm) 0.8 (b) Vitesse = 154mm.s−1 Fig. 4.18 – Influence du jeu sur les courbes force-pénétration pour les différentes vitesses de cisaillage 101 PROCEDE DEDECOUPE Comme pour le poinçonnage, on constate que l’effort maximal sur l’outil augmente lorsque le jeu diminue (Figure 4.19). 6000 Vitesse de 58mm.s−1 Vitesse de 154mm.s−1 Effort maximal (N) 5800 5600 5400 5200 5000 0 5 10 15 20 25 Jeu (%) Fig. 4.19 – Evolution de l’effort maximal en fonction du jeu - Influence de la vitesse La figure 4.20 trace l’évolution de la courbe de cisaillage avec les différentes vitesses. Il en ressort que la vitesse affecte très peu (moins de 3% de variation) l’effort maximal. Cependant, la vitesse modifie l’instant de rupture : la grande vitesse retarde le moment de rupture finale. 102 6000 6000 5000 5000 4000 4000 Force (N) Force (N) PROCEDE DEDECOUPE 3000 58 mm.s−1 3000 58 mm.s−1 154 mm.s−1 154 mm.s−1 2000 2000 1000 1000 0 0 0.2 0.4 Pénétration (mm) 0 0.6 0 6000 6000 5000 5000 4000 4000 3000 58 mm.s−1 58 mm.s−1 154 mm.s−1 154 mm.s 2000 2000 1000 1000 0 0.2 0.6 3000 −1 0 0.4 Pénétration (mm) (b) Jeu = 10,76% Force (N) Force (N) (a) Jeu = 7,69% 0.2 0.4 Pénétration (mm) 0.6 0 0.8 0 (c) Jeu = 15,38% 0.2 0.4 0.6 Pénétration (mm) 0.8 (d) Jeu = 18,46% 6000 5000 Force (N) 4000 3000 58 mm.s−1 154 mm.s−1 2000 1000 0 0 0.2 0.4 0.6 Pénétration (mm) 0.8 (e) Jeu = 23,07% Fig. 4.20 – Influence de la vitesse sur la courbe force-pénétration pour différents jeux PROCEDE DEDECOUPE 103 - Analyse du profil de découpe Comme pour le poinçonnage, les faciès de découpe ont été observés au microscope (Figure 4.21). On retrouve une configuration classique : zone pliée, zone cisaillée et zone arrachée. Les cupules de cette dernière zone (Figure 4.22) sont caractéristiques, là aussi, d’une déchirure ductile avec absence d’inclusion au sein du matériau. Fig. 4.21 – Les profils de cisaillage pour une vitesse de 58mm.s−1 Fig. 4.22 – Zone de rupture ductile, présence de cupule sans inclusions Les figures 4.23 et 4.24 représentent la répartition du pliage, de la zone de cisaillement et de la zone de rupture ductile pour chaque jeu pour les deux vitesses de cisaillement. La hauteur du pliage est très faible et se situe entre 0,06 et 0,09mm (9∼14% de l’épaisseur). Celle du cisaillement croı̂t en fonction du jeu aux dépens de la zone de rupture. 104 PROCEDE DEDECOUPE 70% Zone pliée Zone de cisaillement Zone de rupture ductile 60% 50% 40% 30% 20% 10% 0% 3,07 7,69 15,38 10,67 Jeu (%) 18,46 23,07 Fig. 4.23 – Répartition des 3 zones pour une vitesse de 58 mm.s−1 80% Zone pliée Zone de cisaillement Zone de rupture ductile 70% 60% 50% 40% 30% 20% 10% 0% 7,69 10,67 15,38 Jeu (%) 18,46 23,07 Fig. 4.24 – Répartition des 3 zones pour une vitesse de 154 mm.s−1 Ce résultat confirme le fait que l’accroissement du jeu retarde le moment de rupture observé à partir des courbes effort-pénétration. 105 PROCEDE DEDECOUPE La figure 4.25 trace l’évolution de la pénétration à rupture de l’outil en fonction du jeu pour les deux vitesses de cisaillement. Cette figure met en évidence le fait que la pénétration à rupture augmente avec le jeu. 0.6 Pénétration à rupture (mm) 0.5 0.4 0.3 −1 Vitesse de cisaillage de 58mm.s 0.2 Vitesse de cisaillage de 154mm.s−1 0.1 0 0 5 10 15 20 25 Jeu (%) Fig. 4.25 – Evolution de la pénétration à rupture de l’outil avec le jeu 4.3 Aspects numériques L’étude expérimentale en traction du matériau a démontré un comportement élastoplastique dépendant de la vitesse de déformation. Cet aspect est correctement implémenté dans le code Abaqus et validé avant la modélisation du poinçonnage et du cisaillage, des procédés qui nécessitent l’intégration supplémentaire d’un modèle d’endommagement. Le modèle de Gurson-Tveergard-Needleman semble le plus approprié pour représenter cet aspect. PROCEDE DEDECOUPE 4.3.1 106 Simulation numérique du poinçonnage Modèle géométrique et outils numériques Le poinçonnage est réalisé par des outils cylindriques de différents diamètres. La tôle est serrée entre une matrice et un serre-flan cylindriques. En raison de la symétrie du problème, on utilise un modèle axisymétrique (Figure 4.26). Fig. 4.26 – Modèle géométrique du poinçonnage Dans cette configuration, le bord gauche de la tôle (axe de symétrie) est libre sui→ → Le côté droit est complètement restreint en vant l’axe − oy et est fixe suivant l’axe − ox. déplacement (Figure 4.27). Fig. 4.27 – Modélisation des conditions aux limites 107 PROCEDE DEDECOUPE Le poinçon, le serre-flan et la matrice sont considérés comme des corps rigides. La tôle est maillée avec des éléments quadrilatères Q4 à intégration réduite (CAX4R). Un maillage libre et plus fin est effectué dans la zone qui subit les plus grandes distorsions, au voisinage du passage du poinçon (Figure 4.28). 1024 éléments sont utilisés (1161 noeuds) dont 960 éléments pour la zone la plus sollicitée. Fig. 4.28 – Maillage de la tôle L’identification du comportement mécanique du matériau prenant en compte la dépendance de la réponse mécanique à la vitesse de sollicitation a été validée avec succès par la modélisation des essais de traction. Le poinçonnage nécessite la prise en compte de la ruine complète de la matière. Le modèle de Gurson-Tveergard-Needleman est ajouté pour enrichir la caractérisation du comportement du matériau. Son utilisation nécessite l’introduction des paramètres q1 , q2 et q3 de l’équation (2.28), les paramètres fF et fc décrivant la rupture (équation (2.29)), ainsi que les paramètres εN , SN et fN pilotant le taux de nucléation du vide. En effet, le taux de nucléation s’écrit comme suit [97] : f˙nuc = A.ε̇pl (4.5) avec A= fN √ SN 1 exp[− 2 2π εpl − εN SN 2 ] (4.6) où ε̇pl et εpl représentent les taux de déformation plastique équivalente et la déformation plastique équivalente. Un frottement de type Coulomb est défini aux interfaces. Le coefficient de frottement est généralement pris entre 0,1 et 0,2 dans le cas de poinçonnage sans lubrification ( [22], [150], [16]). Pour cette étude, nous avons retenu un coefficient de frottement de 0,15. PROCEDE DEDECOUPE 108 Compte tenu de la sévérité du procédé, le schéma de résolution dynamique explicite a été retenu. Il est associé à la technique ALE pour l’adaptation du maillage afin d’éviter des distorsions excessives des éléments et garantir une bonne qualité des prédictions. Résultats et analyses Les simulations numériques portent sur les mêmes vitesses et jeux utilisés pour l’analyse expérimentale du procédé de poinçonnage (Tableau 4.2). Le maillage choisi suit convenablement l’écoulement de la matière et semble bien se comporter vis à vis des grandes distorsions subies au voisinage des rayons de courbures des outils. La figure 4.29 illustre l’évolution du maillage à différentes pénétrations (50 et 85%). Fig. 4.29 – Evolution du maillage pour un jeu de 15, 38% et une vitesse 79, 3mm.s−1 : (a) pénétration de 50% ; (b) pénétration de 85% Au delà de 85% de pénétration, les éléments pris entre les rayons de courbure deviennent extrêmement distordus et complètement endommagés. Ces éléments sont supprimés automatiquement, traduisant ainsi la séparation de la matière (Figure 4.30). Fig. 4.30 – Séparation du maillage (pénétration 100%) 109 PROCEDE DEDECOUPE Les figures 4.31-34 illustrent la distribution de la contrainte équivalente et de la déformation plastique équivalente dans le cas du cisaillage et de poinçonnage. (a) Pénétration de 50% (b) Pénétration de 85% Fig. 4.31 – Distribution de la contrainte équivalente dans la tôle : Cas de cisaillage (Vitesse = 154 mm.s−1 , Jeu = 7,69%) 110 PROCEDE DEDECOUPE (a) Pénétration de 50% (b) Pénétration de 85% Fig. 4.32 – Distribution de la contrainte équivalente dans la tôle : Cas de poinçonnage (Vitesse = 126,9 mm.s−1 , Jeu = 7,69%) 111 PROCEDE DEDECOUPE (a) Pénétration de 50% (b) Pénétration de 85% Fig. 4.33 – Distribution de la déformation plastique équivalente dans la tôle : Cas de cisaillage (Vitesse = 154 mm.s−1 , Jeu = 7,69%) 112 PROCEDE DEDECOUPE (a) Pénétration de 50% (b) Pénétration de 85% Fig. 4.34 – Distribution de la déformation plastique équivalente dans la tôle : Cas de poinçonnage (Vitesse = 126,9 mm.s−1 , Jeu = 7,69%) 113 PROCEDE DEDECOUPE L’implémentation du modèle de Gurson nécessite l’identification de neuf paramètres qui sont : la densité initiale de la matière R0 , les paramètres (q1 , q2 , q3 ), les paramètres (εN , SN , fN ) qui pilotent la nucléation du vide et (fF , fc ), paramètres qui caractérisent la rupture. En se basant sur la littérature ( [170], [171]), et en effectuant différents tests de simulation, un jeu de paramètres (Tableau 4.4) a été validé sur une courbe effort-pénétration (poinçonnage avec un jeu de 7, 69% et une vitesse de 111mm.s−1 ). Cependant, ces paramètres ne semblent pas être appropriés pour toutes les vitesses. Tab. 4.4 – Paramètres du modèle de Gurson obtenus pour un essai de poinçonnage (jeu7, 69%, vitesse 111mm.s−1 ) R0 0,9999 q1 1,3 q2 1 q3 q12 εN 0,1 SN 0,1 fN 0,04 fF 0,12 fc 0,11 La figure 4.35 trace la courbe expérimentale et numérique obtenue par simulation avec la vitesse de 87, 2mm.s−1 , et ce en utilisant les paramètres du modèle décrits précédemment. Une erreur sur la localisation de la rupture est relevée. 7000 V = 87,2 mm.s−1 q = 1,3 1 6000 Force (N) 5000 4000 Expérimental Modèle élastoplastique 3000 2000 1000 0 0 0.2 0.4 Déplacement (mm) 0.6 Fig. 4.35 – Application des paramètres de Gurson identifiés pour une vitesse de 111mm.s−1 à une vitesse de 87, 2mm.s−1 (Jeu identique) PROCEDE DEDECOUPE 114 Tab. 4.5 – Valeurs utilisées de q1 en fonction des jeux et vitesses simulées Vitesse de poinçonnage (mm.s−1 ) Jeu(%) 29 47,6 63,5 79,3 87,2 95,2 111 119 126,9 3,85 1,8 1,8 3 2,7 1,8 7,69 2,9 1,6 1,8 2 2 1,8 11,54 3,1 3,1 1,8 1,9 2,9 3,3 1,8 2,2 15,38 19,23 3 3,2 2,2 moyen q1 3 3,1 1,7 1,8 2 1,9 3 2,7 2 A partir d’observations expérimentales, on remarque que la vitesse de poinçonnage affecte le moment de la rupture finale. Numériquement cet instant est piloté directement par le modèle de Gurson. Ainsi, les paramètres du modèle doivent être ajustés en fonction de la vitesse de sollicitation. Différentes simulations ont permis d’ajuster le paramètre q1 (dans cette approche on gardera q2 = 1 et q3 = q12 ). A titre d’exemple nous représentons la comparaison entre quelques courbes expérimentales et numériques obtenues pour la vitesse 126, 9mm.s−1 (Figure 4.36). On note ADVD : Avec Dépendance à la Vitesse de Déformation. Le tableau 4.5 représente les valeurs utilisées pour le paramètre q1 en fonction de la configuration des essais. Globalement, elles sont comprises entre 3,3 et 1,6. En fonction du jeu, une très légère dispersion est relevée. On considère alors le paramètre q1 comme constant autour d’une valeur moyenne q1moyen . Le tableau 4.6 relève l’effort de poinçonnage maximum. La non prise en compte du caractère dépendant du comportement vis-à-vis de la vitesse de sollicitation sous-estime la réponse du matériau de 10 à 16%. Cette erreur est atténuée considérablement et ne dépasse plus les 5% lors de l’intégration de la sensibilité à la vitesse de déformation. 115 PROCEDE DEDECOUPE Force (N) 6000 4000 Experimental Modèle élastoplastique Modèle élastoplastique ADVD 2000 0 0 0.2 0.4 Pénétration (mm) 0.6 0.7 (a) Jeu = 3,85% Force (N) 6000 4000 Experimental Modèle élastoplastique Modèle élastoplastique ADVD 2000 0 0 0.2 0.4 Pénétration (mm) 0.6 (b) Jeu = 7,69% Force (N) 6000 4000 Experimental Modèle élastoplastique Modèle élastoplastique ADVD 2000 0 0 0.2 0.4 Pénétration (mm) 0.6 0.7 (c) Jeu = 11,54% Fig. 4.36 – Courbes force-pénétration numérique et expérimentale (Vitesse = 126,9 mm.s−1 ) 116 PROCEDE DEDECOUPE Tab. 4.6 – Evolution de l’effort maximal de poinçonnage (Mod.Num 1 : élastoplastique ; Mod.Num 2 : élastoplastique avec dépendance à la vitesse de déformation) Fmax (N) Jeu(%) Vitesse(mm/s) Expérimental Mod.Num1 (Erreur %) Mod.Num2 (Erreur %) 3,85 63,5 95,2 111 119 126,9 47,6 63,5 79,3 87,2 95,2 126,9 29 47,6 79,3 126,9 29 47,6 79,3 126,9 29 47,6 126,9 6870 6880 6830 6740 6740 6770 6620 6810 6840 6840 6870 6470 6460 6430 6570 6440 6500 6440 6450 6260 6140 6200 6760(-1,6) 7020(+2) 6850(+0,3) 7040(+4,5) 7020(+4,2) 6610(-2,4) 6850(+0,5) 6720(-1,3) 6850(+0,1) 6800(-0,6) 6790(-1,2) 6310(-2,5) 6400(-0,9) 6520(+1,4) 6690(+1,8) 6390(-0,8) 6470(-0,5) 6500(+0,9) 6620(+2,6) 6350(+1,4) 6350(+3,4) 6510(+5) 7,69 11,54 15,38 19,23 5810(-15,4) 6000(-12,8) 6020(-11,9) 6050(-10,2) 5990(-11,2) 5750(-15,1) 5780(-12,7) 5730(-15,9) 5830(-14,8) 6000(-12,3) 5940(-13,5) 5610(-13,3) 5590(-13,5) 5650(-12,1) 5720(-12,9) 5640(-12,4) 5640(-13,2) 5720(-11,2) 5710(-11,5) 5600(-10,5) 5500(-10,4) 5620(-9,4) PROCEDE DEDECOUPE 4.3.2 117 Simulation numérique du cisaillage Modèle géométrique et outils numériques Le modèle géométrique ressemble à celui du poinçonnage. En représentation 2D, il est constitué d’un outil, d’une matrice et de la tôle. Le problème n’est plus traité en axisymétrique mais en déformations planes (Figure 4.37). Fig. 4.37 – Modèle géométrique du cisaillage La cisaille et la matrice sont des corps rigides. La tôle déformable est maillée avec des éléments quadrilatéraux du type CPE4R. Un maillage plus fin est défini dans la zone la plus sollicitée, comme pour le poinçonnage (Figure 4.28). 1024 éléments sont utilisés dont 960 pour la zone la plus sollicitée. Le comportement mécanique du matériau est un comportement élastoplastique, endommageable et dépendant de la vitesse de déformation. Il a été défini de la même manière que pour le poinçonnage (voir §4.3.1.1). Un frottement de type Coulomb est défini entre la matrice, la tôle et la cisaille. L’état de surface de la cisaille étant légèrement plus rugueux que les outils utilisés en poinçonnage, le coefficient de frottement adopté est de 0,2 contre 0,15 pour le poinçonnage. PROCEDE DEDECOUPE 118 Résultats et analyses Les investigations numériques portent sur la même gamme de vitesses de découpe et de jeux utilisés lors de l’étude expérimentale. Les grandes distorsions du maillage semblent être bien gérées comme pour le poinçonnage. Comme pour le poinçonnage, on examine l’influence de la vitesse de déformation en comparant deux modèles de comportement. La première est basée sur le modèle élastoplastique. La seconde, le complète en tenant compte de la dépendance à la vitesse de déformation. Les paramètres (εN , SN , fN ,fF , fc ) relatifs au modèle de Gurson sont extraits du tableau 4.4. Afin de représenter correctement le moment de rupture, le paramètre q1 varie en fonction de la vitesse. Nous gardons q2 constante et égale à 1, alors que q3 = q12 . La figure 4.38 compare quelques résultats numériques avec les courbes expérimentales. 119 PROCEDE DEDECOUPE 8000 Force (N) 6000 4000 Experimental Modèle élastoplastique Modèle élastoplastique ADVD 2000 0 0 0.2 0.4 Pénétration (mm) 0.6 0.8 0.6 0.8 0.6 0.8 (a) Jeu = 7,69% 8000 Force (N) 6000 4000 Experimental Modèle élastoplastique Modèle élastoplastique ADVD 2000 0 0 0.2 0.4 Pénétration (mm) (b) Jeu = 10,67% Force (N) 6000 4000 Experimental Modèle élastoplastique Modèle élastoplastique ADVD 2000 0 0 0.2 0.4 Pénétration (mm) (c) Jeu = 15,38% Fig. 4.38 – Courbes force-pénétration numérique et expérimentale (Vitesse = 154 mm.s−1 ) 120 PROCEDE DEDECOUPE Tab. 4.7 – Valeur de q1 utilisée pour la validation numérique en fonction de la vitesse et du jeu Jeu(%) Vitesse(mm.s−1 ) 7,69 10,69 15,38 18,46 23,07 qmoy 1 58 154 1,5 3,2 1,1 2,9 0,5 2,1 0,5 2,1 0,5 2,1 1±0,5 1,6±0,5 Les valeurs de q1 identifiées sont données dans le tableau 4.7. On peut considérer que ce paramètre ne dépend pas du jeu même si pour ces essais, les dispersions autour de la valeur moyenne sont plus importantes que celles obtenues dans le cas du poinçonnage. Ceci pourrait être dû au fait que la rupture en cisaillage survient de manière plus ”diffuse”. q1 étant relié à la rupture du matériau, on peut comprendre qu’on ait plus de difficultés à déterminer précisément ce paramètre. Le modèle élastoplastique sous-estime l’effort de cisaillage de 10 à 20% (Tableau 4.8). La prise en compte de la dépendance à la vitesse de déformation réduit l’erreur sur l’effort de cisaillage à 3% au maximum. Tab. 4.8 – Evolution de l’effort maximal de cisaillage (Mod.Num 1 : élastoplastique ; Mod.Num 2 : élastoplastique avec dépendance à la vitesse de déformation) Fmax (N) Vitesse(mm/s) Jeu(%) Expérimental Mod.Num1 (Erreur %) Mod.Num2 (Erreur %) 58 7,69 10,69 15,38 18,46 23,07 7,69 10,69 15,38 18,46 23,07 5840 5596 5577 5371 5352 5811 5742 5625 5469 5381 5701(-2,4) 5545(-0,9) 5417(-2,9) 5408(-0,7) 5472(-2,2) 5648(-2,8) 5610(-2,3) 5656(-0,6) 5312(-2,9) 5284(-1,8) 154 4675(-19,9) 4700(-16) 4818(-13,6) 4735(-11,8) 4789(-10,5) 4812(-17,2) 4904(-14,6) 4882(-13,2) 4823(-11,8) 4841(-10) PROCEDE DEDECOUPE 4.4 121 Synthèse du chapitre 4 Plusieurs configurations d’essais de poinçonnage et de cisaillage ont permis d’étudier correctement ces techniques de découpage. Pour les deux procédés, l’effort maximum diminue en fonction du jeu et reste invariant en fonction de la vitesse. Pour le poinçonnage, le moment de rupture finale (repéré par la chute brutale de la force) est fonction de vitesse et du jeu. En effet, pour les vitesses inférieures à 47 mm.s−1 , cet instant est repéré à 70 - 75% de la pénétration. Pour les vitesses supérieures à 47 mm.s−1 , la rupture se produit à 85 - 90% de la pénétration. Cet instant est retardé aussi avec l’accroissement du jeu. L’analyse des profils de découpe montre que la répartition des différentes zones (pliée, lisse et arrachée) est indépendante de la vitesse. Pour le poinçonnage, la hauteur de la zone lisse est maximale pour les faibles jeux, diminue linéairement pour les jeux intermédiaires et est minimale pour les grands jeux. Pour le cisaillage, la zone pliée est constante pour les différents jeux, alors que la zone lisse croı̂t et la zone arrachée diminue. La chute brutale de l’effort observé sur les courbes effort - pénétration correspond à la séparation de la débouchure du reste de la tôle. Le début de la rupture ductile repéré par la zone arrachée se produit légèrement avant. Ce résultat est confirmé par nos investigations. La validation du modèle utilisé pour la caractérisation du comportement mécanique du matériau a permis de simuler les procédés du poinçonnage et du cisaillage. Les courbes effort-pénétration obtenues, comparées aux mesures, prouvent l’utilité de ce modèle. En effet, une représentation élastoplastique du comportement sous-estime l’effort maximal de 10 à 20%. Le modèle dépendant de la vitesse de déformation réduit cette erreur à 5%. Le poinçonnage et le cisaillage nécessitent l’utilisation d’un modèle endommageant. Le choix a été porté sur le modèle continu de Gurson-Tvergaard-Needleman qui fait intervenir neuf paramètres reliés à la caractérisation initiale de la porosité du matériau et au pilotage de la nucléation et la croissance du vide au sein de la matière. Un jeu unique de paramètres ne suffit pas pour représenter le comportement du matériau vis-à-vis de la découpe à différents vitesses. L’ajustement des paramètres q1 et q3 (avec q3 = q12 ) a permis de simuler convenablement la totalité des essais de poinçonnage et de cisaillage. On a montré que q1 avait une signification physique car ce paramètre caractérise l’amorce de rupture du matériau. Chapitre 5 Caractérisation mécanique au voisinage du bord découpé 5.1 Introduction Les modèles numériques décrits précédemment ont été confrontés aux mesures pour vérifier leur validité. Les comparaisons effectuées ont porté sur des quantités globales telles que l’effort sur l’outil et la pénétration à rupture. Pour être en mesure d’établir des corrélations entre l’état du matériau au voisinage du bord découpé et la dégradation des propriétés magnétiques, il est important d’accéder à des quantités locales telles que l’écrouissage, les déformations et contraintes résiduelles, etc. Il s’avère donc nécessaire de pouvoir valider les prédictions de ces quantités issues de la modélisation des procédés. Pour ce faire, l’idéal sera d’effectuer des mesures directes de l’état mécanique du matériau au voisinage du bord découpé mais ceci n’est pas une tâche facile. Pour contourner cette difficulté, on utilise une mesure indirecte. Il s’agit du test de nanoindentation qu’on combine à une technique d’identification inverse (Figure 5.1). CARACTERISATION MECANIQUE... 123 Fig. 5.1 – Mode de détermination de l’état du matériau au voisinage du bord découpé La procédure proposée a été validée sur la détermination de l’état d’écrouissage au voisinage du bord découpé. Dans ce qui suit, on donne une description du test de nanoindentation utilisé. 5.2 La technique de nanoindentation Introduites au début des années 1980 ( [172], [173]), les mesures de nanoindentation instrumentée se sont aujourd’hui beaucoup développées. La nanoindentation est une technique permettant de déterminer localement les propriétés mécaniques d’un matériau par l’enfoncement d’une pointe (Figure 5.2). Fig. 5.2 – Schéma de principe d’un nanoindenteur 124 CARACTERISATION MECANIQUE... Cet essai permet d’accéder à des propriétés telles que le module d’élasticité, le coefficient de Poisson, la limite d’élasticité, etc. Cela demande des appareils très sensibles et précis. La mesure par nanoindenatation nécessite d’appliquer et de contrôler des charges aussi faibles que quelques dizaines de micro-Newtons (µN) [174]. L’avantage de l’instrument de nanoindentation est sa capacité à mesurer avec une résolution nanométrique, la profondeur de pénétration allant jusqu’à quelques micromètres. Les indentations, à cette échelle, permettent d’évaluer les propriétés mécaniques locales. La pointe de l’indenteur, de géométrie connue est appliquée sur la surface du matériau à étudier avec une charge croissante [175]. L’indenteur est solidaire du noyau d’un électroaimant en courant continu. La charge est donc proportionnelle au courant d’excitation de la bobine. Il est possible de fixer soit la charge maximale à appliquer, soit la profondeur maximale des indents. Lorsque l’une de ces deux limites est atteinte, la phase de décharge partielle ou totale, est alors amorcée. Tout au long du cycle, la position relative de la pointe par rapport à l’échantillon est repérée grâce à un capteur capacitif. L’analyse de l’empreinte permet d’accéder à la dureté alors que l’exploitation de la courbe charge/pénétration permet d’accéder à d’autres propriétés telles que le module de Young, la limite d’élasticité, la dureté, etc. 5.2.1 Dureté du matériau La dureté d’un matériau est, par définition, le rapport entre la force normale,P , et l’air de la surface de contact projetée,Ac [28] (Figure 5.3) : H= P P = Ac C0 h2c (5.1) Pour un indenteur à pointe parfaite, Ac est directement liée à la pénétration, hc , par un facteur dépendant de la géométrie de l’indenteur : C0 = 24.5, pour une pointe de type Berkovich. Une dérivation de cette expression montre que : ! ḣc 1 Ṗ Ḣ = − (5.2) hc 2 P H La vitesse de déformation au cours de l’indentation, ε̇i , est définie par ḣhcc . Pour que l’essai d’indentation soit conduit à une vitesse de déformation constante, la dureté doit être constante quelle que soit la pénétration de l’indenteur, ce qui implique : ε̇i = ḣc 1 Ṗ = hc 2P (5.3) CARACTERISATION MECANIQUE... 125 Fig. 5.3 – Illustration du comportement de la matière sous l’indenteur et définition des différentes profondeurs caractéristiques (hT , hS , hR et hC ) sous charge (trait continu) et après décharge (trait pointillé) [28] 5.2.2 Module de Young L’analyse de la courbe charge/décharge (Figure 5.4) permet d’accéder au module de Young du matériau. En effet, à la décharge, la pente S de la tangente (début de décharge) est donnée par : δP S= (5.4) δZ Pour relier la pente déterminée précédemment au module de Young, on utilise le modèle proposé par Oliver et Pharr [28]. √ 1 1 2β Ac 1 − νi2 √ − = × (5.5) E 1 − ν2 Ei S Π ν : Coefficient de Poisson du matériau. Ei , νi et β : Coefficients élastiques et paramètres géométriques de l’indenteur. Il est important de noter que ce modèle donne une valeur moyenne du module de Young dans le plan (100) et ne tient pas compte du caractère anisotrope du matériau. CARACTERISATION MECANIQUE... 126 Fig. 5.4 – Cycle de charge/décharge du nanoindenteur 5.3 Description de l’essai utilisé Les mesures ont eu lieu au Laboratoire ”AFM” de l’Université de Technologie de Compiègne. Nous utilisons la méthode de mesure de raideur en continu CSM (Continuous Stiffness Mesurement) pour accéder à la raideur de contact S. Cette méthode est détaillée dans [28] et [176]. L’instrument est calibré en employant un étalon. Le taux de dérive est préréglé à < 0.05nm.s−1 avant chaque indentation. Le processus des essais est basé sur un protocole expérimental bien défini. Nous allons effectuer des indentations suivant la longueur de l’éprouvette en allant du point le plus proche de bord découpé vers l’extrémité libre. Pour ce faire, nous nous sommes fixés les paramètres suivants : a. Une pénétration maximale d’indenteur d’environ 3µm, b. Un pas δx entre deux indentations adjacentes égal à 25µm. 5.3.1 Forme de l’indenteur Nous avons utilisé principalement un indenteur conique de révolution de demi-angle théorique α = 70.3◦ avec un rayon de pointe = 26.85nm. Dans la suite de ce manuscrit, CARACTERISATION MECANIQUE... 127 on appelera cet indenteur ”l’indenteur conique”. Des observations au MEB montrent que l’indenteur utilisé a un rayon de pointe moyen de = 26.85nm et un demi-angle moyen de α = 71.7◦ . Des études plus approfondies ont montré que cet indenteur n’est pas parfaitement conique et qu’il présente un demi angle qui varie avec la distance à la pointe. A titre indicatif le demi angle est de α = 71.3◦ à 0, 5µm de la pointe et de α = 70.3◦ pour des distances supérieures. Dans toutes les simulations numérique que nous allons détailler par la suite, nous avons utilisé la valeur d’angle donnée par le constructeur, soit α = 70.3◦ . Nous avons également relevé des défauts de circularité (Figure 5.5) qui résultent de la difficulté à tailler le diamant en raison de sa structure cubiques à faces centrées (CFC). L’indenteur conique de révolution avec lequel nous faisons les simulations est donc un cône équivalent à l’indenteur réel (Figure 5.5). Fig. 5.5 – Image MEB d’une empreinte résiduelle d’un indenteur conique : (a). Vue dans le plan ; (b). Vue à 75◦ ; (c). Vue à 45◦ 5.3.2 Echantillons étudiés Les échantillons utilisés pour l’essai de nanoindentation ont été prélevés dans des tôles Fe-3%Si poinonnées. La configuration de poinonnage retenue est définie par un jeu de 3,85% et une vitesse de poinonnage de 126,9 mm.s−1 . L’échantillon utilisé est présenté sur la figure 5.6. CARACTERISATION MECANIQUE... 128 Fig. 5.6 – Echantillon poinçonné utilisé pour un essai de nanoindentation 5.3.3 Préparation des échantillons La première étape importante dans le processus de caractérisation est la préparation des échantillons. Les échantillons utilisés dans ce travail ont nécessité une préparation particulière en raison de l’oxydation en surface. Dans notre cas l’épaisseur initiale des échantillons est un paramètre très important à cause du caractère magnétique du notre matériau. Afin d’atténuer une zone oxydée gênante qui se développe à la surface de l’échantillon sans avoir un effet secondaire au voisinage du bord découpé, la méthode standard utilisée consiste en un polissage mécanique sur papiers abrasifs en finissant par un papier à grain très fin. Après avoir effectuer un polissage mécanique, une analyse microstructural s’avère nécessaire pour vérifier l’état de surface de l’échantillon et passer par la suite à l’indentation. CARACTERISATION MECANIQUE... 5.4 5.4.1 129 Résultats expérimentaux Cycle charge/décharge Des indentations de 3 µm de profondeur ont été effectuées au voisinage du bord découpé (Figure 5.7). Pour éviter des interactions entre les indents, ceux-ci sont effectués avec un pas de 25µm. L’indent 1 est celui qui est le plus proche du bord. La zone modulée s’étale entre 100 µm et 600 µm du bord découpé. Fig. 5.7 – (a). Empreintes du nanoindenteur au voisinage du bord découpé ; (b). Impact rémanent à la surface d’un échantillon La figure 5.8 représente les courbes charge/pénétration des 4 premiers points indentés. Ces courbes montrent clairement une évolution des propriétés du matériau avec la distance au bord découpé. 130 CARACTERISATION MECANIQUE... 600 500 Point #1 Charge (mN) 400 Point #2 Point #3 300 Point #4 200 100 0 0 1 2 Pénétration (µm) 3 4 Fig. 5.8 – Courbes Charge/Pénétration au voisinage du bord découpé Les courbes charge/pénétration obtenus sont caractéristiques d’une réponse élastoplastique. L’évolution de la charge maximale avec la distance au bord découpé traduit l’évolution de l’état de l’écrouissage. Par la suite, ces mesures seront utilisées dans une procédure d’identification inverse pour quantifier l’écrouissage local du matériau. 5.4.2 Mesure de la dureté Les relevés de dureté de la figure 5.9 sont en accord avec les tendances observées sur les courbes charge/pénétration. On constate une augmentation de la dureté de l’ordre de 26,5% au voisinage proche du bord découpé. 131 CARACTERISATION MECANIQUE... 2.7 2.6 H (GPa) 2.5 2.4 2.3 2.2 2.1 2 0 100 200 300 400 500 Distance au voisinage du bord découpé (µm) 600 Fig. 5.9 – Evolution de la dureté au voisinage du bord découpé L’évolution de la dureté H avec la distance au bord découpé δ peut être approchée par [72] : H = H0 1 + α (δ + β)n (5.6) H0 est la dureté initiale du matériau, que nous retrouvons lorsque la distance du bord découpé tend vers l’infini. α, β et n sont des constantes caractéristiques du modèle. 5.5 Identification inverse Pour accéder à des grandeurs caractéristiques de l’état du matériau à partir de l’essai de nanoindentation, on utilise une technique d’identification inverse qui consiste à analyser l’essai à l’aide d’un modèle de comportement et à faire varier les paramètres du dit modèle de faon à faire concider la réponse calculée avec les mesures. Pour ce faire, on combine des analyses éléments finis à la technique d’optimisation pour minimiser l’écart entre la réponse mesurée et la réponse calculée. Dans notre cas, l’identification 132 CARACTERISATION MECANIQUE... se fait sur la réponse charge/pénétration enregistrée lors de l’essai. La procédure développée a été utilisée pour quantifier l’état d’écrouissage du matériau au voisinage du bord découpé. Cette identification consiste à décrire le comportement du matériau à l’aide d’un modèle élastoplastique avec un écrouissage isotrope et d’approcher la courbe d’écrouissage à l’aide d’un modèle de Krupkowski de la forme : σy = k(p + p0 )n (5.7) avec : k : Consistance du matériau n : Coefficient d’écrouissage p0 : Déformation plastique cumulée (il s’agit de la déformation plastique cumulée initiale suite à un effet de poinonnage) Nous partons de l’hypothèse que k et n n’évoluent pas avec l’écrouissage et nous identifions p0 qui nous permet d’accéder à la limite d’élasticité du matériau écroui. La figure 5.10 illustre la superposition de la réponse calculée et de la réponse mesurée après identification. 600 500 Charge (mN) 400 300 200 EXPERIMENTALE SIMULATION 100 0 0 1 2 Pénétration (µm) 3 4 Fig. 5.10 – Superposition des deux courbes expérimentale et numérique CARACTERISATION MECANIQUE... 5.5.1 133 Description de la procédure d’identification Pour l’identification inverse nous avons utilisé le logiciel SiDoLo Version 2.44 combiné avec Abaqus. Ce logiciel est une boı̂te à outils pour l’identification de modèles de comportement de systèmes physiques. C’est un outil de simulation, qui permet, pour certaines classes de systèmes, de programmer très simplement les équations de son modèle et d’obtenir les réponses de celui-ci à des sollicitations diverses. C’est surtout un outil d’identification, qui permet lorsque l’on souhaite confronter un modèle à des résultats expérimentaux, une estimation de tous les paramètres du modèle ”suffisamment” sensibles aux essais utilisés. L’évaluation des paramètres du modèle à identifier se ramène ainsi à la résolution d’un problème d’optimisation non linéaire. Le logiciel SiDoLo utilise pour cette résolution des algorithmes classiques de minimisation. Le couplage entre Abaqus et SiDoLo est illustré par la figure 5.11. CARACTERISATION MECANIQUE... Fig. 5.11 – Principe de la méthode inverse 134 CARACTERISATION MECANIQUE... 5.5.2 135 Simulation de l’essai de nanoindentation Pour évaluer la fonction coût et ses gradients lors de l’identification inverse, l’essai de nanoindentation a été modélisé par éléments finis. La modélisation d’un tel essai est relativement délicate et soulève des questions relatives à des aspects tels que la taille du domaine à discrétiser, les conditions aux limites, la finesse de la discrétisation, etc. A la différence de la modélisation des essais de poinonnage, nous utilisons Abaqus/Standard (schéma de résolution implicite) pour l’analyse de l’essai de nanoindentation. Ceci est motivé par la précision des prédictions et la stabilité de la solution que requière la procédure d’identification inverse. En raison des symétries du problème, on utilise un modèle axisymétrique et compte tenu de la différence de rigidité entre l’indenteur et la tôle, l’indenteur est supposé rigide. La partie utile de la tôle est discrétisée à l’aide d’éléments Q4 axisymétriques massifs à intégration réduite. Un maillage libre et plus fin est effectué dans la zone qui subit les plus grandes distorsions, au voisinage de l’indenteur. 7591 éléments sont utilisés dont 4525 éléments pour la zone la plus sollicitée. La longueur caractéristique d’un élément près de l’indenteur est de 3,75nm. La taille du domaine discrétisé doit être suffisamment grande au regard la pénétration maximale afin d’éviter l’influence des conditions aux limites sur les résultats de l’analyse. La taille de domaine discrétisé et les conditions aux limites sont représentées par la figure 5.12. Cette taille de domaine discrétisé résulte d’un compromis entre la précision des prédictions et le temps de calcul. Pour la déterminer, nous avons effectué des analyses avec différentes tailles de domaine discrétisé et comparé les résultats obtenus aux mesures. Le choix des conditions aux limites appropriées a fait l’objet d’investigations similaires. Pour le frottement à l’interface tôle/indenteur on utilise la loi classique de Coulomb avec un coefficient de frottement de 0.05. Cette valeur a été fixée sur la base d’essais numériques et des sources bibliographiques car il est toujours délicat de connaı̂tre précisément le coefficient de frottement. Lors de la simulation de l’essai, la zone située sous l’indenteur subit des déformations localisées très importantes qui conduisent à des distorsions excessives des éléments. Pour limiter ces distorsions et garantir une bonne qualité des prédictions, on utilise une procédure d’adaptation de maillage. Dans cette étude, on utilise la technique ALE pour repositionner les noeuds au cours des déformations. CARACTERISATION MECANIQUE... Fig. 5.12 – Caractéristiques du maillage éléments finis 136 137 CARACTERISATION MECANIQUE... 5.5.3 Résultats d’identification Le paramètre identifié dans cette étude est p0 qui, pour nous, représente la déformation plastique cumulée du matériau après poinonnage. Les deux autres paramètres k et n sont supposés indépendants du niveau d’écrouissage et sont déterminés à partir des essais de traction. Pour le matériau à l’étude, k = 750 MPa et n = 0, 245. Le niveau de la déformation plastique cumulée a été identifié sur les courbes charge/pénétration provenant des essais de nanoindentation à différentes distances δ du bord découpé. Les résultats obtenus sont représentés par la figure 5.13. On constate une nette évolution de la déformation plastique au bord du trou. 0.08 Déformation plastique cumulée p 0 0.07 0.06 0.05 IDENTIFICATION 0.04 0.03 0.02 0.01 0 100 200 300 400 500 Distance au voisinage du bord découpé δ(µm) 600 Fig. 5.13 – Evolution de la déformation plastique cumulée p0 au voisinage du bord découpé Les résultats d’identification présentés précédemment sont utilisés pour déterminer l’évolution de la limite d’élasticité du matériau au voisinage du bord découpé. Cette limite d’élasticité est calculée à l’aide de l’équation 5.7 en utilisant la déformation plastique identifiée. La figure 5.14 illustre l’évolution de la limite d’élasticité avec la distance au bord du trou. On observe une nette augmentation de celle-ci lorsqu’on s’approche du bord en raison de l’écrouissage provoqué lors du poinonnage. 138 CARACTERISATION MECANIQUE... 450 Limite élastique σy 400 350 IDENTIFICATION 300 250 200 100 200 300 400 500 Distance au voisinage du bord découpé δ(µm) 600 Fig. 5.14 – Evolution de la limite élastique σy au voisinage du bord découpé 5.5.4 Validation des résultats Les résultats présentés dans le paragraphe précédent ont été obtenus en combinant les mesures de l’essai de nanoindentation à l’identification inverse. Par ailleurs, nous disposons de la prédiction du niveau d’écrouissage au voisinage du bord découpé issue de la simulation numérique du procédé. La figure 5.15 trace un trajet le long duquel sera relevé le niveau de la déformation plastique cumulée. Fig. 5.15 – Trajet le long duquel est relevée la déformation plastique équivalente (Vitesse de poinçonnage = 126, 9mm.s−1 ; Jeu = 3, 85%) 139 CARACTERISATION MECANIQUE... La comparaison des deux approches permet de valider à la fois la procédure d’identification inverse et les modèles de simulation de poinonnage (Figure 5.16). 0.08 Déformation plastique cumulée p 0 0.07 0.06 0.05 0.04 IDENTIFICATION SIMULATION 0.03 0.02 0.01 0 100 200 300 400 500 Distance au voisinage du bord découpé δ(µm) 600 (a) Déformation plastique cumulée p0 450 Limite élastique σy 400 350 IDENTIFICATION SIMULATION 300 250 200 100 200 300 400 500 Distance au voisinage du bord découpé δ(µm) 600 (b) Limite élastique σy Fig. 5.16 – Comparaison entre les résultats de l’identification inverse et les prédictions de la simulation : (a). Déformation plastique équivalente p0 ; (b). Limite élastique σy 140 CARACTERISATION MECANIQUE... La figure 5.16.a montre une comparaison entre les résultats de l’identification inverse et les prédictions de la simulation concernant la déformation plastique cumulée. Dans la figure 5.16.b, on donne la même comparaison pour la limite d’élasticité. Ces résultats montrent une bonne corrélation entre les résultats mesurés (obtenus par nanoindentation et identification inverse), même s’il s’agit d’une mesure indirecte, et les prédictions obtenues par simulation du procédé de poinonnage. En effet les écarts constatés sont de l’ordre de 2, 5% pour le niveau de déformation plastique à l’endroit le plus proche du bord découpé. Concernant la limite d’élasticité l’écart relevé est de l’ordre de 3, 14% au loin du bord découpé. Pour cette zone, on retrouve la limite d’élasticité initiale du matériau. 5.5.5 Interpolation des résultats au voisinage du bord découpé L’évolution de la déformation plastique cumulée au voisinage du bord découpé sera utilisée par la suite pour établir des corrélations entre l’état mécanique du matériau et la perte de perméabilité magnétique. Pour ce faire, nous avons besoin de construire une interpolation de la déformation plastique cumulée en fonction de la distance du bord découpé. Compte tenu de la forme de l’évolution observée, la meilleure approximation a été obtenue à l’aide d’une équation de la forme : ln(p0 ) = A + Bδ + Cδ 2 + Dδ 3 (5.8) Les paramètre A, B, C et D ont été identifiés à l’aide du logiciel TableCurve. Les valeurs obtenues sont résumées dans le tableau 5.1. Tab. 5.1 – Paramètres de la loi obtenue reliant la déformation plastique équivalente à δ Paramètres Valeur Limites A B C D -0,001366 -0,065422 0,0005463 -1,53511.10−6 On note que cette interpolation veaux de déformations très faibles. en ferons par la suite. En effet les corréler le niveau de la déformation δ ∈ [100 − 600]µm donne de bons résultats y compris pour les niCeci est important pour l’utilisation que nous résultats de l’interpolation seront utilisés pour plastique cumulée avec la chute de perméabilité CARACTERISATION MECANIQUE... 141 magnétique. Or il se trouve que les matériaux ferromagnétiques possèdent des caractéristiques magnétiques particulièrement sensibles aux faibles déformations (à titre d’exemple, 1% de déformation plastique engendre 90% de chute de la perméabilité maximale). Il est donc très important d’avoir une bonne approximation même pour les faibles niveaux de déformation. 5.6 Synthèse du chapitre 5 L’utilisation du dispositif de nanoindentation instrumenté, nous a permis de déterminer l’évolution de certaines propriétés mécaniques principales, telle que la dureté au voisinage du bord découpé suite a un effet de poinonnage. Combinée à une procédure d’identification inverse, cette technique nous a permis par la suite d’accéder à l’évolution du niveau d’écrouissage du matériau au voisinage du bord découpé (déformation plastique cumulée et limite d’élasticité). Les résultats obtenus ont été comparés à des prédictions issues de la simulation numérique du procédé de poinonnage en vue de valider à la fois la procédure d’identification et les modèles numérique de simulation du procédé. Par ailleurs, les estimations de déformation plastique cumulée au voisinage du bord découpé ont été utilisées pour construire une approximation de l’évolution de celle-ci avec la distance au bord découpé. Cette interpolation sera utilisée dans le chapitre suivant pour établir une corrélation entre le niveau d’écrouissage (état mécanique du matériau) et la dégradation des propriétés magnétiques (perméabilité magnétique, induction maximale) qui résulte du poinonnage. Chapitre 6 Caractérisation magnétique au voisinage du bord découpé 6.1 Introduction Après avoir étudié les modifications de l’état d’écrouissage de l’alliage Fe-Si au voisinage du bord découpé, nous nous proposons à présent d’étudier les modifications des propriétés magnétiques induites par le poinonnage. Les mesures magnétiques, sont réalisées sur des éprouvettes de traction ayant subi un certain degré de déformation plastique. Nous décrivons le banc de mesures utilisé à cet effet, ainsi que le processus expérimental adopté. L’influence de la déformation plastique est alors déterminée en relevant les caractéristiques suivantes : la courbe de première aimantation et la perméabilité relative, sur des éprouvettes préalablement déformées. Enfin, la corrélation avec les résultats présentés dans le chapitre précédent concernant l’évolution de la déformation plastique cumulée au voisinage du bord découpé, a permis aussi d’évaluer les caractéristiques magnétiques dans cette zone du matériau affectée mécaniquement par le passage d’un outil de découpe. Nous nous sommes inspirés pour cette partie des tarvaux de Hug [8] et Hubert [72], concernant l’étude de l’influence de la déformation plastique sur le comportement magnétique des métaux ferromagnétiques. CARACTERISATION MAGNETIQUE... 6.2 6.2.1 143 Matériel et techniques utilisés Description du banc de mesure Pour la caractérisation magnétique, on utilise généralement un dispositif constitué d’un circuit magnétique fermé autour de l’éprouvette [177], un système d’aimantation et d’un système d’acquisition et de traitement de signaux électriques qui permet d’accéder aux champs magnétique H et à l’induction B. Le banc utilisé dans cette étude est représenté par la figure 6.1. Fig. 6.1 – Aperu général du banc de mesures magnétiques Il est constitué de deux culasses en ferrites, deux bobines primaires et d’une bobine secondaire enroulée autour de l’éprouvette. Les culasses de fermeture sont des éléments important de dispositif puisqu’ils assurent la fermeture de flux. 144 CARACTERISATION MAGNETIQUE... Celles utilisées dans cette étude sont de ferrites en U de haute perméabilité fournies par Philips et sont schématiquement représentées à la figure 6.2. Leurs caractéristiques principales sont résumées dans le tableau 6.1. Fig. 6.2 – Dimensions des culasses et bobinage d’excitation Tab. 6.1 – Principales caractéristiques des ferrites (Vef f (mm3 ), volume effective ; Lef f (mm), longueur effectif ; Sef f (mm2 ), section effective ; m (g), masse ; µi (25◦ C ; 0,1mT), perméabilité initiale) Grade 3C(MnZn) Vef f 199.103 Lef f 308 Sef f 645 m 500 µi 2300±20 Les bobines primaires sont deux enroulement en fils de cuivre de 0,7 mm et 195 spires. Elles fournissent un courant maximale de 4 A pour assurer l’excitation du système. Le bobinage secondaire qui reoit l’éprouvette au cours de l’essai est constitué de 120 spires en fils de cuivre de 0.1 mm. L’alimentation de l’ensemble, l’acquisition et le traitement des signaux électriques sont assurés par le système schématiquement décrit par la figure 6.3. 145 CARACTERISATION MAGNETIQUE... Fig. 6.3 – Schéma du système d’alimentation Il est composé d’un bloc d’alimentation qui fournit un courant alternatif I(t) au bobinage primaire. Ceci crée un flux magnétique variable qui est canalisé par les culasses dans l’éprouvette. La variation de ce flux induit une tension V (t) dans le bobinage secondaire. L’acquisition du courant d’excitation et de la tension sont assurés par une mesure directe pour la tension et à l’aide d’un capteur à effet Hall pour le courant. Les signaux ainsi obtenus sont traités à l’aide de dispositifs électroniques qui permettent d’accéder au champ magnétique H(t) et à l’induction B(t) dans l’éprouvette. 6.2.2 Calculs des paramètres magnétiques Nous donnons dans ce paragraphe les relations permettant le calcul des paramètres magnétiques : le champ magnétique H(t) et l’induction B(t) dans l’éprouvette analysée. Calcul du champ magnétique H(t) Le champ magnétique superficiel à l’éprouvette créé par les bobinages primaires est supposé être directement proportionnel au courant d’excitation I(t). Il est calculé conformément à la norme IEC, à partir du théorème d’Ampère : H(t) = Nbp eq I(t) lm (6.1) 146 CARACTERISATION MAGNETIQUE... eq où Nbp est le nombre de spires du bobinage primaire et lm est la longueur conventionnelle du circuit magnétique, égale à la longueur intérieure de la culasse. Détermination de l’induction B dans l’échantillon La tension V (t) induite dans la bobine secondaire de nombre de spires Nbs est proportionnelle à la variation du flux magnétique Φtotal commun à chaque spire (loi de Faraday) : dΦtotal V (t) = −Nbs (6.2) dt La différence entre la section du bobinage secondaire Sbs et celle de l’éprouvette Se (Sbs > Se ) fait que le flux Φtotal mesuré par la bobine est la somme du flux Φe dans l’éprouvette et du flux Φair dans l’air du reste de la section du bobinage : Φtotal = Φe + Φair = BSe + µ0 H(Sbs − Se ) (6.3) Prenant en compte les relations (6.2) et (6.3), la formule de calcul de l’induction devient : Z 1 1 B(t) = V (t)dt − µ0 H(t)(Sbs − Se ) (6.4) Se Nbs Comme le nombre de spires Nbs est connu et que le champ H(t) est calculé à partir du courant d’excitation (6.1), les deux paramètres qui restent à déterminer sont les sections de l’échantillon Se et de la bobine secondaire Sbs . Nous souhaitons analyser des éprouvettes sollicitées mécaniquement à un certain niveau de déformation, on tient donc compte de la variation de leur section, en faisant l’hypothèse de la conservation de leur volume : Se = Se0 1 + εc (6.5) Nous travaillons sur des éprouvettes plates de traction de dimensions 167, 5mm de longueur par 12, 5mm de largeur et d’épaisseur 0, 65mm. Se0 est la section initiale (12,5 x 0,65 mm2 ), εc est la déformation conventionelle et µ0 la perméabilité du vide 4π.10−7H.m−1 . Dans ces conditions, la formule de calcul de l’induction devient : Z 1 + εc 1 Se0 B(t) = V (t)dt − µ0 H(t)(Sbs − ) Se0 Nbs 1 + εc (6.6) 147 CARACTERISATION MAGNETIQUE... Perméabilité magnétique relative Les cycles d’hystérésis peuvent maintenant être déterminés. Le relevé des valeurs maximales du champ et de l’induction, Hmax et Bmax respectivement, servent à déterminer la courbe normale d’aimantation et à calculer la perméabilité relative µr avec la formule (6.7) : 1 Bmax µr = (6.7) µ0 Hmax Pour conclure, les paramètres de construction du banc de mesure ainsi que les relations analytiques de calcul des grandeurs magnétiques sont donnés dans le tableau récapitulatif 6.2. Tab. 6.2 – Récapitulatif des paramètres constructifs du banc et des relations de calcul Nombre spires bobinage pri- 195 maire :Nbp Longueur conventionnelle du circuit 50,8 eq magnétique :lm (mm) Nombre spires bobinage secon- 120 daire :Nbs Section du bobinage secondaire :Sbs 123 (mm2 ) Nbp Champ magnétique : H(t)(A/m) eq I(t) lm h i R Se0 1+εc 1 Induction magnétique : B(t)(T) V (t)dt − µ H(t)(S − ) 0 bs Se0 Nbs 1+εc Perméabilité magnétique relative : µr 6.2.3 1 Bmax µ0 Hmax Traitement numérique des signaux L’échantillonnage d’un signal continu périodique x(t) de période Ts donne une suite de valeurs x(nTe ), où Te est la période d’échantillonnage : x(t) ⇒ xe (t) = {x(nTe ), n ∈ Z} (6.8) Le courant d’excitation I(t) et la tension V (t) induite dans la bobine secondaire par la variation du flux magnétique sont échantillonnés (Figure 6.4). Dans ces conditions, les formules de calcul du champ, de l’induction sur une période deviennent : H(nTe ) = Nbp Ts eq I(nTe ), n = 1... lm Te (6.9) 148 CARACTERISATION MAGNETIQUE... 20 3 15 2 Tension V(t) (mV) Courant I(t) (mA) 25 10 5 0 1 0 −1 −5 −2 −10 −3 −15 0 0.5 1 Temps (s) 1.5 2 0 (a) Courant I(t) 0.5 1 Temps (s) 1.5 2 (b) Tension induite V (t) Fig. 6.4 – Aquisition des signaux à la base du traitement numérique : I(t) et V (t) (”Sollac M800-65A”, non déformé, champ sinusoı̈dal à 50Hz) X Se0 Ts 1 + εc 1 Te V (nTe )dt − µ0 H(nTe )(Sbs − ) , n = 1... (6.10) B(nTe ) = Se0 Nbs 1 + εc Te 80 0.8 60 0.6 40 0.4 Induction B(t) (T) −1 Champ Magnétique H(t) (A.m ) Les calculs numériques sont effectués à l’aide du logiciel IGOR Pro, spécialement conu pour le traitement des signaux échantillonnés. La figure 6.5 montre l’évolution de B(t) et de H(t) sur une période entière. La forme de B(t) est trapézoı̈dale. Cette mesure est donnée à titre d’exemple et correspond à une excitation donnée. 20 0 −20 0.2 0 −0.2 −40 −0.4 −60 −0.6 −80 0 0.5 1 Temps (s) 1.5 (a) Champ magnétique H(t) 2 −0.8 0 0.5 1 Temps (s) 1.5 2 (b) Induction B(t) Fig. 6.5 – Evolution de B(t) et H(t) calculée sur une période (”Sollac M800-65A”, non déformé, champ sinusoı̈dal à 50Hz) CARACTERISATION MAGNETIQUE... 6.3 149 Procédure expérimentale Les résultats présentés ci-après sont basés sur un protocole expérimental bien défini. Nous avons réalisé des mesures complètes des caractéristiques magnétiques du matériau (”Sollac M800-65A”), pour différentes valeurs de déformations plastiques préalablement imposées. Les essais se divisent en deux parties distinctes : (a)- Déformation d’une éprouvette de traction à une valeur εp prédéfinie. Les éprouvettes ont subi au préalable un traitement thermique visant à éliminer les contraintes introduites au cours de leur usinage. Les conditions de ce recuit, effectué sous vide, sont : θ = 750◦C, t = 10h. (b)- Mesures des caractéristiques magnétiques de l’éprouvette à l’aide du banc de mesures conçu à cet effet. Nous nous sommes fixés les paramètres suivants : la température (θ = 20◦ C) et la fréquence d’excitation dans le cas de mesures en courant sinusoı̈dale imposé (f = 50Hz). 6.3.1 Mesures préliminaires Mesures magnétiques sur éprouvette non déformée Nous avons commencé cette étude par une détermination complète des propriétés magnétiques du matériau non déformé. La figure 6.6 présente la courbe d’aimantation et l’évolution de µr avec Hm le long de la courbe d’aimantation. Nous retrouvons les trois zones classiques de la courbe d’aimantation : – Le front de montée : Bm passe rapidement de 0 à 0,99T environ pour Hm compris entre 0 et 150A.m−1 , – Le coude de saturation : l’augmentation de Bm est moins importante (passage de 0,99T à 1,40T pour Hm compris entre 150A.m−1 et 1000A.m−1 ), – L’approche de la saturation : Bm augmente à présent très faiblement, atteignant 1,6T pour 6000A.m−1 . 150 CARACTERISATION MAGNETIQUE... (T) 1.5 B max 1 0.5 0 0 2000 4000 H (A.m−1) max (a) Courbe d’aimantation Perméabilité relative µ r 8000 6000 4000 2000 0 0 2000 4000 6000 −1 Hmax (A.m ) (b) Perméabilité relative Fig. 6.6 – Mesures sur éprouvette non déformée (Sens longitudinal, f=50Hz) CARACTERISATION MAGNETIQUE... 151 Les variations importantes de l’aimantation du matériau sont sans doute mieux mises en valeurs si nous considérons la courbe µr (Hm ) (Figure 6.6.b). Nous voyons que la perméabilité relative maximale µrm = 8046, 41 est rapidement atteinte. Nous pouvons considérer que la valeur de Hm correspondante indique la limite entre le front de montée et le coude de saturation. Le tableau 6.3 résume les caractéristiques magnétiques du ”Sollac M800-65A”, mesurées dans le sens longitudinal d’une éprouvette de traction. Tab. 6.3 – Propriétés magnétiques générales du ”Sollac M800-65A”, sens du laminage. Mesures sur éprouvettes de traction non-déformées pour f=50Hz. Induction maximale (Bmax (T)) 1,60 (Hmax = 6000A.m−1 ) Perméabilité relative initiale (µri) 2318,43 Perméabilité relative maximale (µrm ) 8046,41 Une simulation par éléments finis 1 a permis la visualisation du parcours des lignes de champs pour le cas d’une éprouvette sans et avec un trou. La modélisation est pilotée par l’intensité du courant qu’on impose à travers les conducteurs. Cette simulation a permis aussi de tirer des constatations concernant l’efficacité et les perfermances déclarées pour ce type de dispositif utilisé ( [178], [179]). Les mesures effectuées sur les éprouvettes sont bien reproductibles. Pour le vérifier, nous nous sommes livrés à deux tests : répétition des mesures sur une même éprouvette ; mesures sur plusieurs éprouvettes vierges. Nous avons constaté une très faible dispersion entre ces différents résultats. Cette bonne reproductibilité nous permet donc de réaliser les mesures sur éprouvettes déformées et surtout de pouvoir comparer les résultats entre eux. Mesures magnétiques sur éprouvette percée Il s’agit d’étudier expérimentalement l’influence d’un poinonnage sur le comportement magnétique d’une tôle 2 . La caractéristique magnétique que nous analysons est la courbe d’aimantation et la courbe d’évolution de la perméabilité relative. L’échantillon subit un récuit préalable : -Température : 820◦ C -Temps de maintien : 10h00 1 2 Les résultats de cette simulation sont présentés en annexe C. Les résultats de cette étude expérimentale sont présentés en annexe D. 152 CARACTERISATION MAGNETIQUE... 6.3.2 Modification des caractéristiques magnétiques avec εp La figure 6.7 montre l’évolution des courbes d’aimantation Bmax (Hmax ), sommets des différents cycles d’hystérésis relevés pour plusieurs taux de déformation. Nous constatons une détérioration importante des caractéristiques magnétiques dès les premiers stades de déformation plastique, surtout dans la zone du front de montée, représentative de la perméabilité relative maximale µrm . 1 B max (T) 1.5 Non déformée ε = 0,46% p εp = 5,26% 0.5 εp = 9,8% εp = 18,9% 0 0 2000 4000 H max 6000 (A.m−1) Fig. 6.7 – Courbes d’aimantation Bmax (Hmax ) obtenues pour différents taux de déformation plastique. Cet effet est mis en évidence à la figure 6.8 qui présente les variations de µr en fonction de Hm pour différentes valeurs de εp . A l’approche de la saturation, les caractéristiques d’aimantation se rejoignent et tendent vers une limite commune représentative de la saturation magnétique. La forte diminution de la perméabilité entraı̂ne une modification de la forme des cycles d’hystérésis (Figure 6.9). 153 CARACTERISATION MAGNETIQUE... 8000 Perméabilité relative µr Perméabilité relative µr 8000 6000 Non déformée ε = 0,46% p εp = 5,26% 4000 εp = 9,8% ε = 18,9% Non déformée ε = 0,46% 6000 p εp = 5,26% εp = 9,8% 4000 ε = 18,9% p p 2000 2000 0 0 2000 4000 H max 0 1 10 6000 2 3 10 (A.m−1) 10 H max (a) Courbe linéaire (A.m−1) (b) Courbe semi-logarithmique Fig. 6.8 – Evolution de µr avec εp pour différentes valeurs de Hmax . B (T) 1.4 0 Non déformée εp = 0,46% εp = 5,26% −1.4 −6000 −4000 −2000 0 2000 4000 6000 −1 H (A.m ) Fig. 6.9 – Evolution des cycles d’hystérésis dynamiques avec εp . 6.4 Modélisation du comportement magnétique avec εp Les résultats expérimentaux présentés aux figures 6.7 à 6.9 permettent de déterminer l’évolution des principaux paramètres magnétiques avec εp . Pour une amplitude imposée 154 CARACTERISATION MAGNETIQUE... du champ magnétique Hm , l’induction maximale Bm diminue avec les déformations (Figure 6.10). Cette tendance est fortement marquée pour les faibles valeurs de Hm (décroissance exponentielle) puis s’atténue à l’approche de la saturation (décroissance linéaire). 1.4 1.2 H = 200 A.m−1 H = 1000 A.m−1 max 1 −1 Hmax = 5000 A.m 0.8 B max (T) max 0.6 0.4 0.2 0 0 5 10 εp (%) 15 20 Fig. 6.10 – Evolution de Bmax avec εp pour trois valeurs de Hmax . L’évolution des différentes perméabilités avec εp , pour Hm imposée, est similaire (Figure 6.11) ; la diminution la plus importante concerne µrm qui passe de 8046,41 à 1035,45 entre 0 et 0,5% de déformation. A l’approche de la saturation magnétique, µr reste presque constante. A la vue des résultats précédents, nous pouvons déduire certaines lois de comportement reliant les paramètres magnétiques aux déformations plastiques du matériau. L’induction maximale atteinte pour une valeur Hm imposée diminue fortement avec εp pour les faibles valeurs de Hm , puis cet effet s’estompe à mesure que le matériau se sature magnétiquement. 155 CARACTERISATION MAGNETIQUE... Perméabilité relative µ r 8000 6000 4000 µ ri µrm 2000 0 0 5 10 εp (%) 15 20 Fig. 6.11 – Evolution de µr avec εp pour différentes valeurs de Hmax . Nous pouvons modéliser les données expérimentales de la figure 6.10 par la relation générale suivante : κ0 Bmax = (6.11) κ1 + εκp 2 0 Bmax = κ0 /κ1 représente l’induction maximale atteinte pour un champ donné, le matériau étant vierge d’un point de vue mécanique. κ0 , κ1 et κ2 sont des constantes caractéristiques de la dégradation mécanique et fonction de l’amplitude maximale du champ magnétique appliqué. Pour les trois séries de mesures présentées à la figure 6.12, nous obtenons : 0,265 0 pour Hmax = 200A.m−1 ; Bmax = 1, 29T 0,215 0,204+ε p 1,890 0 Bmax = 1,342+ε (6.12) pour Hmax = 1000A.m−1 ; Bmax = 1, 40T 0,230 p 0 195,7 1 pour Hmax = 5000A.m−1 ; Bmax = 1, 55T 125,5+ε p Cette dernière loi (Bmax pour Hmax = 1000A.m−1 ) peut être approximée par une régression linéaire entre 0 et 20%. Nous avons alors : Bmax = 1, 557 − 0, 0012.εp Concernant la perméabilité relative maximale et initiale, nous avons : µri = 363,690,20 avec µ0ri = 2318,43 0,156+ε p µrm = 1062,21 0,132+ε0,18 p avec µ0rm = 8046, 41 (6.13) (6.14) CARACTERISATION MAGNETIQUE... 156 µ0ri et µ0rm étant respectivement les perméabilités relatives maximale et initiale obtenues pour 0% de déformation. 6.5 Variation des propriétés magnétiques au voisinage du bord découpé Nous avons déterminé dans le cinquième chapitre de ce mémoire une relation expérimentale reliant la déformation plastique cumulée p0 à la distance au voisinage du bord découpé grâce à un essai de nanoindentation et son analyse inverse (cf. §5.5.5). D’autre part, la formule (6.12) et (6.14) donne les variations de la perméabilité relative et de l’induction maximale avec la déformation plastique. Nous pouvons donc écrire ces lois empiriques en fonction de la déformation plastique cumulée p0 . Ceci nous permet également de définir les paramètres magnétiques en tout point au voisinage du bord découpé. Fig. 6.12 – Méthode d’évaluation des propriétés magnétiques au voisinage du bord découpé Prenons l’exemple de la perméabilité relative maximale : la relation (6.14) permet d’écrire, en fonction de la déformation plastique cumulée : µrm = 1062, 21 0, 132 + p0,18 0 (6.15) 157 CARACTERISATION MAGNETIQUE... p0 étant une fonction de la distance δ, donnée par l’équation 5.8 (cf. §5.5.5), nous obtenons la relation suivante entre µrm et δ (en µm) : 1062, 21 0, 132 + exp(−0, 001366 − 0, 065422δ + 0, 000546δ 2 − 1, 53511.10−6δ 3 )0,18 (6.16) De la même manière, nous avons calculé la perméabilité initiale et l’induction maximale en fonction de δ. Les figures 6.13, 6.14 et 6.15 traçent l’évolution de la perméabilité relative et de l’induction maximale au voisinage du bord découpé. µrm = 8000 µ0 = 8046,41 Perméabilité relative µ r rm 6000 4000 µri µ rm 2000 0 µri = 2318,43 0 100 200 300 400 500 Distance au voisinage du bord découpé δ (µm) 600 Fig. 6.13 – Evolution de la perméabilité relative au voisinage du bord découpé. 158 CARACTERISATION MAGNETIQUE... 1.6 0 (T) 1 max 1.2 Induction maximale, B 1.4 Bmax = 1,40 T 0 Bmax = 1,29 T 0.8 0.6 0.4 −1 Hmax = 200 A.m −1 Hmax = 1000 A.m 0.2 100 200 300 400 500 Distance au voisinage du bord découpé δ (µm) 600 Fig. 6.14 – Evolution de l’induction maximale au voisinage du bord découpé (Induction maximale à Hmax = 200 et 1000A.m−1 ) 1.5594 1.5593 Induction maximale, B max (T) 1.5592 0 1.5591 Bmax = 1,55936 T 1.559 1.5589 1.5588 1.5587 H max = 5000 A.m−1 1.5586 1.5585 1.5584 100 200 300 400 500 Distance au voisinage du bord découpé δ (µm) 600 Fig. 6.15 – Evolution de l’induction maximale au voisinage du bord découpé (Induction maximale à Hmax = 5000A.m−1 ) CARACTERISATION MAGNETIQUE... 159 Les déformations deviennent très faibles à partir d’une distance d’environ 300 µm au bord de découpe. Pour cette distance la dégradation des propriétés magnétiques est non négligeable. A mesure que nous nous éloignons du bord, µri , µrm et Bmax augmentent 0 très rapidement pour retrouver les valeurs initiales, respectivement µ0ri , µorm et Bmax . - En bord de découpe (à 100 µm), la perméabilité relative maximale atteint des valeurs proche de 1404,75 ; soit une chute d’environ 82,54% de la valeur initiale. - En bord de découpe (à 100 µm), la perméabilité relative initiale atteint des valeurs proche de 486 ; soit une chute d’environ 79% de la valeur initiale. - Concernant l’induction maximale en bord de découpe (à 100 µm), elle atteint des valeurs proche de : - 0,34 T pour Hmax = 200A.m−1 ; soit une chute d’environ 75,71% - 1 T pour Hmax = 1000A.m−1 ; soit une chute d’environ 22,5% - 1,5584 T pour Hmax = 5000A.m−1 ce qui est très proche de la valeur initiale. Ces résultats sont en accord avec ceux obtenus par Hubert [140], Ossart [180] concernant l’étude de la mise en forme des dents de stators des machines électriques. 6.6 Synthèse du chapitre 6 Nous avons mis au point un dispositif permettant la caractérisation des propriétés magnétiques des éprouvettes de type tôles Fe-Si ayant subi un certain degré de déformation plastique. Le dispositif consiste en deux culasses de fermeture de champ positionnées en contact direct avec l’échantillon. Le bobinage d’excitation est supporté par les culasses et le bobinage de mesure est de type encerclant. Par la suite une modélisation par éléments finis du dispositif nous certifie l’homogénéité du flux magnétique dans l’éprouvette. Les erreurs dans la détermination du champ magnétique, inhérentes à la méthode employée, restent dans des limites raisonnables, en accord avec les performances déclarées pour ce type de dispositif. Les mesures magnétiques effectuées sur les éprouvettes plastiquement déformées montrent une forte dégradation des caractéristiques Bmax (Hmax ) et µr , dès les premiers stades d’écrouissage. Les résulats ainsi obtenus sont corrélés aux résultats issus des tests de nanoindentation et son identification inverse dans le but de quantifier les dégradations de ces propriétés magnétiques au voisinage du bord découpé à l’issu d’une opération de poinonnage. Les deux tableaux suivant récapitulent les différentes lois obtenues. 160 CARACTERISATION MAGNETIQUE... Tab. 6.4 – Récapitulatif des lois obtenues reliant les différentes caractéristiques magnétiques de l’alliage ”Sollac M800-65A” à la déformation plastique. Paramètre magnétique Formulation Limites Bmax κ(Hmax ) 0 Bmax . n(Hmax ) µri κ(Hmax )+εp α 0 µri. α+εn p µrm β µ0rm . β+ε m p Hmax ∈ [0 − 6000] µ0ri=2318,43 ; α= 0,156 ; n=0,20 µ0rm =8046,41 ; β= 0,132 ; m=0,18 Tab. 6.5 – Récapitulatif des lois obtenues reliant les différentes caractéristiques magnétiques de l’alliage ”Sollac M800-65A” à la distance ’δ’ au voisinage du bord découpé. Paramètre magnétique Formulation 200 Bmax 1000 Bmax 5000 Bmax µri µrm 0,265 0,204+exp(−0,001366−0,065422δ+0,000546δ2 −1,53511.10−6 δ3 )0,21 1,890 1,342+exp(−0,001366−0,065422δ+0,000546δ2 −1,53511.10−6 δ3 )0,23 195,7 125,5+exp(−0,001366−0,065422δ+0,000546δ2 −1,53511.10−6 δ3 ) 363,69 0,156+exp(−0,001366−0,065422δ+0,000546δ2 −1,53511.10−6 δ3 )0,20 1062,21 0,132+exp(−0,001366−0,065422δ+0,000546δ2 −1,53511.10−6 δ3 )0,18 Chapitre 7 Conclusion Les travaux menés dans le cadre de la thèse portent sur deux volets, d’une part l’analyse et la modélisation des tests de découpe (poinonnage et cisaillage) et d’autre part la caractérisation de l’état mécanique et magnétique du matériau au voisinage du bord découpé. L’ensemble aboutit à la corrélation de l’état du matériau (niveau d’écrouissage) au voisinage du bord découpé à la dégradation de ses propriétés magnétiques (chute de perméabilité). 7.1 Analyse et modélisation de la découpe En ce qui concerne les aspects expérimentaux des travaux, des essais de traction unixiale à différentes vitesses de déformation ont permis de déterminer le comportement mécanique du matériau et sa sensibilité à la vitesse. Les courbes de traction obtenues sont typiques des alliages Fer-Silicium de structure cubique centrées. Elles présentent un décrochement de contrainte en début de la plasticité de l’ordre d’une dizaine de MPa ainsi qu’un palier de Lüders de longueur d’environ 3% de déformation. Des tests sous différentes directions de chargement (DL, 30◦ , 45◦ , 60◦ et DT) ont clairement montré un comportement isotrope du matériau. En effet, la variation des caractéristiques mécaniques (limites d’élasticité, contrainte maximale, etc.) ne dépasse pas les 6%. La courbe d’écrouissage du matériaux en quasi statique est représentée par un modèle de Hollomon avec K = 770 MPa et n =0,26. Pour effectuer des essais de traction à vitesse de déformations constante, un dispositif de VidéoTraction a été utilisé. Nous avons ainsi pu réaliser des essais à des vitesses de déformation allant de 10−5 à 5.10−3 s−1 . Les courbes obtenues montrent que la sensibi- CONCLUSION 162 lité du comportement à la vitesse de déformation peut être représentée par une translation homothétique de la courbe quasi-statique. En effet, malgré l’augmentation de la contrainte d’écoulement plastique en fonction du taux de déformation, les paramètres de la loi de Hollomon restent sensiblement identiques. Pour représenter le comportement du matériau avec la dépendance à la vitesse, nous avons retenu un modèle de la forme : m ε̇ n σ(ε, ε̇) = Kεp (7.1) ε̇ref avec ε̇ref le taux de déformation quasi-statique. Par ailleurs, des essais de poinonnage et de cisaillage ont été effectués au CETIM-Senlis afin d’analyser l’influence de différents paramètres du procédé tels que le jeux outilmatrice et la cadence (vitesses de découpe/déformation). Parmi les résultats les plus remarquables on rappelle que pour le poinonnage, comme pour le cisaillage, l’accroissement du jeu conduit à la diminution de l’effort global de découpe de 10 à 15% (Figure 4.10 et Figure 4.22). Ce résultat a été relevé dans plusieurs travaux ( [74], [73], [169]). Dans les gammes de vitesse explorées, nous n’avons pas relevé d’influence notable de la vitesse de déformation sur l’effort maximum de découpe. Ce résultat peut être attribué au phénomène d’adoucissement thermique qui, dans le cas des aciers, contribue à la diminution de la contrainte de l’écoulement plastique quand la température du matériau augmente. En effet, les vitesses de déformation en découpe peuvent atteindre 100 s−1 et engendrer ainsi un gradient local de température non négligeable. Tous les matériaux ne réagissent pas de la même faon et une étude du CETIM [169] portant sur le poinonnage de sept types de matériaux divers avec des vitesses allant de 38 à 508 mm.s−1 a conclu que ”L’influence de la vitesse paraı̂t être complexe à étudier et il semble que les tendances obtenues doivent être reliées à un domaine de vitesse donné et pour des nuances particulière de matériaux travaillés”. Cependant, on observe une influence importante de la vitesse de découpe sur la pénétration à rupture et donc sur le profil du bord découpé. En effet, pour les faibles vitesses, la zone lisse qui a directement reliée à la pénétration à rupture représente environ 70% de l’épaisseur alors que pour les vitesses les plus élevées, elle atteint jusqu’à 90% de l’épaisseur. L’analyse des faciès de rupture a permis de dégager quelques différences entre le poinonnage et le cisaillage. Ces faciès se composent d’une zone pliée, d’une zone cisaillée et d’une zone de rupture ductile. La hauteur de la zone lisse en poinonnage n’est pas sensible à la vitesse mais diminue en fonction du jeu. La zone arrachée n’est affectée ni par la vitesse ni par le jeu. En cisaillage, la hauteur de la zone bombée est constante, la zone lisse augmente et la zone arrachée diminue avec l’accroissement du jeu. Relativement peu d’articles ont été consacrés à l’étude des faciès de rupture dans le cas du poinonnage et du cisaillage. Il est établi que l’augmentation de la vitesse de découpage améliore la qualité de celle-ci (diminution de la hauteur de bavure), mais des résultats CONCLUSION 163 contradictoires peuvent exister [169]. En ce qui concerne les aspects numériques, les tests de découpe ont été analysés à l’aide d’un modèle éléments finis axisymétrique pour le poinonnage et en déformations planes pour le cisaillage. Dans les modèles utilisés, les outils sont considérés rigide. Compte tenu de la sévérité des transformations dans la zone découpé, un schéma dynamique explicite a été retenu (Abaqus/Explicit). Pour éviter des distorsions excessives des éléments et garantir une bonne qualité des prédictions, on utilise la technique ALE pour adapter le maillage au cours du processus. Compte tenu des objectifs de la thèse, le modèle de comportement de la tôle est un point clé et à ce titre une attention particulière lui a été accordée. Pour cet aspect, nous avons retenu une modèle de comportement élastoplastique dépendant de la vitesse. L’endommagement est représenté par le modèle continu de Gurson, modifié par Tvergaard et Needleman [118]. Ce modèle comporte neuf paramètres caractéristiques du comportement du matériau à l’étude : – R0 densité relative initiale, on considère arbitrairement une fraction volumique du vide initiale de 10−4 s−1 ; – q1 , q2 et q3 sont les paramètres de calage du modèle ajouté par Tvergaard ; – eN , SN et fN pilotent la nucléation du vide au sein du matériau ; – fF et fC contrôlent quant à eux la rupture critique. Un jeu de paramètre a été identifié pour une courbe donnée et représenté dans le tableau 4.4. Ce jeu de paramètres permet une bonne modélisation d’un essai de poinonnage pour un jeu et à une vitesse de poinon donnés mais n’est pas approprié pour les autres configurations. Il doit être ajusté pour les autres essais. Notre choix a été de garder fixe sept des neuf paramètres et de ne faire varier que q1 et q3 (q3 = q12 ). q1 varie entre 0,5 et 3,3. La valeur la plus répandue étant 1,5 ( [170], [171]). 7.2 Corrélation entre l’état mécanique du matériau et ses propriétés magnétiques Pour accéder à des quantités caractéristiques de l’état mécanique du matériau au voisinage du bord découpé, des essais de nanoindentation ont été combiné à l’identification inverse. Des indentations ont été effectuées à un pas régulier en partant du bord découpé. Les courbes charge/pénétration ainsi obtenues ont été utilisées en guise de réponse mesurée pour identifier le niveau de déformation plastique équivalente à l’endroit de chaque indent. Nous avons ainsi établi la variation du niveau d’écrouissage avec la distance au bord découpé. Les résultats obtenus ont été comparés aux prédictions CONCLUSION 164 issues de la simulation numérique des tests de poinonnage. Ceci nous a permis de valider à la fois les modèles numériques utilisés pour simulation du poinonnage et la procédure d’identification utilisée pour caractériser l’état mécanique du matériau au voisinage du bord découpé. Par ailleurs, des mesures magnétiques menées sur des éprouvettes de traction à différent taux de déformation ont permis d’établir une courbe d’évolution de la perméabilité magnétique en fonction de la déformation plastique. D’autres mesures magnétiques ont été menées sur des tôles poinonnées et ont permis de quantifier la dégradation de la perméabilité magnétique liée au procédé de découpe. La combinaison des résultats décrits précédemment nous a permis d’établir une corrélation entre l’état mécanique du matériau, notamment le taux de déformation plastique, et la dégradation de ses propriétés magnétiques (chute de perméabilité) au voisinage du bord découpé. Ces résultats encourageants ont permis de progresser sur la voie du développement d’un outil prédictif permettant de modéliser l’interaction entre le matériau, le procédé de poinonnage et les propriétés d’usage (ici les propriétés magnétiques). Un tel outil serait d’une grande utilité pour l’aide à la conception de machines électriques tournantes. 7.3 Perspectives Étant données les contraintes de temps, il fut impossible de réaliser tous les travaux prévus initialement. Par conséquent, il semble approprié de conclure cette thèse par quelques recommandations et quelques pistes de recherche particulièrement porteuses. – Les essais de traction ont montré que la réponse mécanique du matériau est sensible à la vitesse de déformation : l’écoulement plastique s’accroit avec l’augmentation de la vitesse. La prise en compte de cet aspect a permis d’améliorer considérablement les résultats numériques. Cependant quelques limites de notre approche sont à noter. La première concerne la courbe d’écrouissage utilisée pour caractériser le comportement mécanique du matériau en quasi-statique. A partir d’un essai de traction uniaxiale, il nous est possible de tracer l’évolution de la contrainte équivalente en fonction de la déformation plastique équivalente au sens du critère de plasticité de von Mises. Une loi de la forme σ = Kεnp est identifiée allant jusqu’à 40% de déformation. Pour les besoins numériques ce modèle est extrapolé à 300% de déformation plastique équivalente. Le critère de von Mises n’étant valable que pour les faibles déformations, Jaoul [105] préconise pour des CONCLUSION 165 déformations plus importantes, l’utilisation de la courbe d’écrouissage généralisée. Cette courbe est obtenue par divers essais expérimentaux allant des plus simples (traction, torsion, etc.) aux plus complexes (traction-torsion, traction biaxiale, etc). Ainsi, le recours à de tels essais mécaniques complémentaires semble plus judicieux qu’une extrapolation pour la caractérisation du comportement aux très grandes déformations équivalentes. – Une autre limite de ce travail concerne la modélisation à différentes vitesses de déformation. Elle est du essentiellement à des limites matérielles et technologiques. En effet, la gamme de vitesses utilisée pour l’étude du comportement ne dépasse pas les 5.10−3 s−1 , alors qu’en découpe le matériau est sollicité à des vitesses allant jusqu’à 104 s−1 . La loi de comportement identifiée expérimentalement est donc extrapolée afin de couvrir les grandes vitesses. Afin de remédier à cet inconvénient nous recommandons la mise niveau du dispositif de VidéoTraction afin de pouvoir effectuer des essais à de grandes vitesses ou envisager des tests type ” Barre de Hopkinson”. – L’amélioration du modèle numérique doit être effectuée pour le rendre plus précis dans son estimation des faibles niveaux de déformation plastique. En effet, la dégradation magnétique se manifeste de manière significative dès les faibles taux de déformations. Le modèle numérique doit donc fournir une bonne estimation de cette grandeur afin de déterminer précisément la dégradation des propriétés magnétiques du matériau après sa mise en forme. – Signalons qu’une caractérisation mécanique via la nanoindentation et son analyse inverse, paraı̂t un moyen très efficace et assez simple pour accéder à des grandeurs caractéristiques de l’état mécanique du matériau au voisinage du bord découpé. Néanmoins, cette méthode reste indirecte. Par conséquent il faut envisager des techniques directes pour valider les résultats obtenus via le test de nanoindentation et son analyse inverse. – Développement et amélioration des dispositifs de mesures magnétiques. L’idéal serait de pouvoir mesurer les propriétés magnétiques locales. Des capteurs de bruit Barkhausen semblent une bonne piste mais ils posent le problème de miniaturisation. Des développements de cet aspect seraient pertinents. – Il faut également envisager des mesures de contraintes résiduelles au voisinage du bord découpé. De telles mesures permettent d’une part de disposer d’éléments complémentaires de validation. Mais combinées à la réalisation et la miniaturisation de capteurs de bruit Barkhausen, elles ouvrent une voie très intéressante CONCLUSION pour l’application dans le domaine du contrôle non destructif. 166 Bibliographie [1] Legrand.J. Stelly.M., Dormeval.R. Some metallurgical aspects of the dynamic expansion of shells. 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L’équation d’équilibre s’écrit alors : dt σij,xj + fvi = 0 (A.4) ceci peut être écrit sous la forme matricielle suivante : [B]T {σ} + {fv } = 0 (A.5) avec {σ} = {σxx , σyy , σzz , σxy , σxz , σyz } et [B] une matrice d’opérateurs différentiels. A.2 Principe des puissances virtuelles Nous exposons succinctement dans ce paragraphe les principales formulations de principes variationnels en mécanique des solides en grandes transformations, en vue de leur application au calcul numérique. Les développements et démonstrations de ces formulations peuvent être trouvés notamment dans [181] et [182]. Une revue des différentes écritures du principe des puissances virtuelles (PPV) a été proposée par [183] et [184]. L’équilibre globale du solide peut être exprimé dans la configuration actuelle Ct à partir de la relation (A.5) par le (PPV) écrit sous la forme : Z Z ∗ ∗ P (t, v ) = vi σij,xj dv − vi∗ fiv dv (A.6) 183 Annexe A. Algorithmes de résolution pour tout champs de vitesses virtuelles v∗ . Le premier terme de l’expression (A.6) est intégré par partie pour obtenir une formulation dite faible où l’ordre des dérivées est minimum : Z Z Z ∗ ∗ ∗ s P (t, v ) = σij Dij (v )dv − vi fi ds − vi∗ fiv dv (A.7) où Dij (v∗ ) est le tenseur taux de déformation virtuel, pour tout champ de vitesses virtuelles v∗ cinématiquement admissible (v∗ = 0 sur Su ). De plus, en utilisant le tenseur des contraintes de Piola-Kirchoff de seconde espèce S et le tenseur taux de déformations virtuel de Green-Lagrange Ė(v∗ ), nous écrivons le (PPV) dans la configuration de référence : Z Z Z ∗ ∗ ∗ s P (t, v ) = Sij Ėij (v )dV − vi f0i dS − vi∗ f0iv dV (A.8) La modélisation numérique des grandes transformations utilise alors soit une formulation Lagrangienne totale où les quantités de référence sont celles de la configuration au temps t = 0, soit une formulation Lagrangienne actualisée à chaque pas. Les lois de comportement élastoplastiques employées sont de nature Eulérienne, et donc sont exprimées en fonction du tenseur Eulérien des contraintes de Cauchy σ, et du tenseur taux de déformation D. En utilisant la relation T r(ABT ) = T r(AB), nous pouvons écrire : 1 σij Dij = T r(σD) = (T r(σL) + (σLT )) = T r(σL) = σij Lij (A.9) 2 Nous pouvons ainsi remplacer Dij par Lij dans (A.7) et ainsi obtenir la forme suivante du (PPV) : Z Z Z P (t, v∗ ) = A.3 σij Lij (v∗ )dV − vi∗ fis ds − vi∗ fiv dv (A.10) Approche statique implicite La configuration d’équilibre Ct+∆t est recherchée en fonction du chargement extérieur inconnu {Fext (t+∆t)}, en résolvant itérativement les équations d’équilibre. L’algorithme de résolution employé est alors du type Newton-Raphson. Il consiste à construire une suite d’approximations {xi (t + ∆t)} solutions du système d’équations (A.11), afin d’annuler le résidu d’équilibre après convergence : ( [KT (xi )]{∆x} = {R(xi )} {xi+1 (t + ∆t)} = {xi (t + ∆t)} + {∆x} (A.11) 184 Annexe A. Algorithmes de résolution où {R(xi )} est le résidu global d’équilibre à l’itération i, et [KT (xi )] la matrice tangente globale évaluée à l’itération i. Deux techniques de calcul de la matrice tangente sont couramment employées dans la méthode implicite. Il s’agit du calcul par perturbation, simple à mettre en oeuvre, mais peu précis et coûteux en temps de calculs, et le calcul direct de la matrice tangente, par dérivation analytique des termes du résidu par rapport aux accroissements de déplacement, souvent préféré en raison de sa plus grande précision. La méthode implicite est généralement confrontée à des problèmes de convergence dus au couplage avec les inéquations de contact frottement. C’est pourquoi, ces dernières années, une méthode de résolution basée sur une approche statique ou dynamique explicite a été développée. A.4 Approche statique explicite La configuration d’équilibre Ct+∆t est recherchée à partir de la configuration connu Ct , en fonction de l’accroissement de chargement extérieur. La résolution consiste alors à évaluer les accroissements de déplacements, déformations et contraintes à partir des accroissements de chargement pris suffisamment petits pour ne pas s’écarter de l’état d’équilibre. L’expression du principe des puissances virtuelles (A.10) peut s’écrire sous forme matricielle : Z Z ∗ ∗ J ∗ dP (t, v ) = {hD i({σ } − 2[σ]{D}) + hL i[σ]{L}}dv − hV ∗ i{f˙s }ds = 0 (A.12) v sf En suivant la procédure standard de discrétisation par éléments finis, nous définissons sur un élément les relations suivantes : {D ∗ } = [B]{vn∗ } (A.13) {L∗ } = [E]{vn∗ } (A.14) 2[σ]{D} = [F ][B]{∆un } (A.15) [σ]{L} = [G][E]{∆un } (A.16) {σ J } = [Dep ][B]{∆un } (A.17) Annexe A. Algorithmes de résolution 185 Dans ces équations,[Dep ] est la matrice élastoplastique constitutive élémentaire, [B] est une matrice de déformation, [E] est une matrice gradient de vitesses de déformation, [F] et [G] sont des matrices de Cauchy initiales. Nous obtenons ainsi : ( P R T T dP (t, v ∗) = hV ∗ i( nelt i=1 ve ([B] ([Dep ] − [F ])[B] − [E] [G][E]){∆un }dv− (A.18) Pnelecontour R [N]T {f˙s })ds = 0 j=1 se Ainsi, la discrétisation spatiale de l’équation du principe des puissances virtuelles et la substitution des équations de loi de comportement, donne l’équation matricielle suivante, proposée par [185], [186] : [K]{∆u} = {∆F } [K] = nelt Z X e=1 (A.19) ve ([B]T ([Dep ] − [F ])[B] + [E]T [G][E])dv (A.20) Dans ces équations, {∆u} désigne les incréments inconnus de déplacements nodaux, {∆F }, les incréments d’efforts externes nodaux dus principalement au contact, [K] est la matrice de rigidité tangente globale. L’équation du principe des puissances virtuelles est décrite en accroissements finis et n’est valide que pour des déplacements infinitésimaux. Ainsi, une méthode de contrôle des pas de chargement est adoptée pour limiter l’accroissement de déplacement par pas. A.5 Approche dynamique explicite L’approche dynamique explicite est l’une des méthode qui permettent la simulation numérique de la mise en forme des tôles. Elle a été utilisée par de nombreux auteurs notamment [187], [188], [189], [190], [191] et [192]. On peut également citer dans ce cadre d’autres schémas d’intégration en dynamique utilisés pour la simulation de l’évolution d’états de contact en grandes transformation admettant des changements importants de statut ou comportant des bifurcations [193], [194]. Cette méthode est à la base des études numériques qui portent sur le cisaillage et le poinçonnage dans cette thèse. La discrétisation spatiale, pour le cas d’un comportement dynamique, par un modèle d’éléments finis permet d’écrire les équations d’équilibre sous la forme générale suivante : [M]{ü} + [C]{u̇} = {Fext } − {Fint } (A.21) Annexe A. Algorithmes de résolution 186 [M],[C],{Fint } et {Fext } sont respectivement la matrice masse, la matrice d’amortissement, les vecteurs force internes et externes dans le repère global. La recherche d’un champ de déplacements, vitesses et accélérations d’une structure sollicitée dynamiquement nous amène à la résolution du système (A.21). Plusieurs méthodes ont été employées notamment les méthodes implicites, Newmark et Wilson [195] ou Houbolt [196]ainsi que des méthodes explicites telles que la méthode des différences finies centrales [197], [198] et [199]. Cette méthode permet l’évaluation des déplacements, vitesses et accélération à (t + ∆t), connaissant les valeurs de ces quantité à l’instant (t) : {u̇t } = 1 [{ut+∆t } − {ut−∆t }] 2∆t (A.22) 1 [{ut+∆t } − 2{ut } + {ut−∆t }] (A.23) 2∆t où {ut+∆t }, {ut}et{ut−∆t } représentent respectivement les vecteurs déplacements aux instants (t + ∆t), (t)et(t − ∆t). {üt } = En remplaçant (A.22) et (A.23) dans (A.21), on obtient le système d’équations suivant : ( [M] [C] [M] [C] t t + ){ut+∆t } = {Fext } − {Fint } + 2 (2{ut } − {ut+∆t }) + {ut−∆t } (A.24) 2 ∆t 2∆t ∆t 2∆t avec les conditions aux limites suivantes : t = t0 ,{u0 } et {u̇0 } sont connus, {ü0 } est calculé en utilisant (A.22). A partir de (A.21) et pour une structure non amortie on obtient {ut+∆t } t t {ut+∆t } = ∆t2 [M]−1 [{Fext } − {Fint }] + 2{ut } − {ut−∆t } (A.25) Dans le cas d’une structure amortie, de préférence l’utilisation d’une matrice d’amortissement [C] diagonale : [C] = α[M] (A.26) telque α est un coefficient d’amortissement. D’où : {ut+∆t } = 2∆t2 2∆t2 2{ut } α∆t − 2 t t [M]−1 [{Fext } − {Fint }] + ( + ( ){ut+∆t }) 2 + α∆t 2 + α∆t ∆t2 2∆t2 (A.27) Annexe B La formulation ALE B.1 Introduction La mise en équations de type ALE conduit à un système non carré. En effet, les déplacements de la matière (n inconnu) et les déplacements du maillage (n inconnu) sont à déterminer avec seulement n équations. Pour résoudre le système, il est donc nécessaire de réduire le nombre d’inconnues ou d’augmenter le nombre d’équations. L’augmentation du nombre d’équations conduit à établir n équations supplémentaires pour déterminer le déplacement des noeuds du maillage. Ces équations supplémentaires peuvent être obtenues en connaissant a priori la vitesse des noeuds du maillage. Par exemple, cette technique est quelquefois employée en mécanique des fluides, dans le cas où la vitesse du maillage est donnée par des équations de type lignes de courant sous forme discrétisées ( [200] par exemple). B.2 Mise en équations Hu et Liu [201] étendent cette technique à la mécanique des solides. La réduction du nombre d’inconnues est retenue par de nombreux auteurs. Cette réduction est réalisée en partitionnant l’opérateur eulérien/lagrangien en : • Une phase lagrangienne, • Une phase eulérienne. La phase lagrangienne met en jeu un calcul classique où le système d’équations ne com- 188 Annexe B. La formulation ALE porte pas de termes convectifs (système carré n x n). Cette phase permet de résoudre les équations régissant le comportement du domaine étudié tout en respectant les conditions aux limites (le maillage utilisé est matériel). La phase eulérienne est ensuite basée sur une opération de remaillage, le maillage est alors arbitraire, puis de transfert des données du maillage matériel au maillage arbitraire. Les techniques classiques de remaillage, appliquées régulièrement au cours d’une simulation, sont basées sur des critères géométriques, éviter les distorsions par exemple, ou sur des critères de qualité de la solution. Le maillage est dans ce cas complètement reconstruit, sans forcément conserver la topologie du maillage initial. Par contre, dans une formulation ALE, le remaillage est effectué à chaque pas de temps et le maillage est à topologie constante. Plusieurs techniques de remaillage sont proposées dans la littérature. Par exemple, Martinet [202] et Ponthot [203] présentent une méthode qui consiste à positionner tout d’abord les noeuds à la frontière d’une zone ALE puis à reconstruire le maillage intérieur avec une technique d’interpolation. L’outil de base de cette technique est l’interpolant bilinéaire de Lagrange qui transforme un carré de côté unitaire en une surface quelconque. Blom et Leyiand [204] proposent une méthode, intitulée ’spring analogy’, qui permet de gérer les déformations du maillage et ainsi que les problèmes de frontières mobiles et/ou déformables. Les segments inter-noeuds sont remplacés par des ressorts fictifs. Les déplacements des noeuds sont déterminés par le calcul de l’équilibre élastique du maillage en utilisant la loi de Hooke généralisée. L’étape de transfert des données est nécessaire après une phase de remaillage. Les données utiles sont transférées du maillage matériel au maillage arbitraire. Pour cela, plusieurs méthodes sont également disponibles dans la littérature. Dans le cadre de la méthode des éléments finis, la valeur des champs connus aux noeuds du maillage (déplacements, vitesses, forces externes) est aisément calculable en tout point de l’espace en utilisant les fonctions de forme des éléments. Pour les champs connus uniquement aux points d’intégration numérique, le lissage de ces champs est une étape préliminaire au transfert de données. Martinet [202] propose des méthodes globale et locale des moindres carrés. En fonction des valeurs du champ connu aux points d’intégration numérique et des fonctions de forme, il est possible d’obtenir les valeurs aux noeuds du maillage. Une fois les champs à transférer continus, le transfert effectif sont réalisé. La méthode globale des moindres carrés est ici aussi souvent utilisée. L’idée est de minimiser l’écart entre les deux champs (celui du maillage matériel f M et celui du maillage arbitraire f A) : Z ∆A (f M − f A )2 d∆ (B.1) où ∆A représente le nouveau maillage couvrant le domaine A. Le fait que la fréquence de remaillage soit élevée et que le remaillage soit à topologie constante permet de minimiser l’étape de transfert. En effet, il est possible de considérer qu’à un point du maillage matériel (noeud ou point d’intégration numérique) ne correspond qu’un seul Annexe B. La formulation ALE 189 point du maillage arbitraire. De plus, ces deux points restent à des distances assez faibles et ceci permet d’utiliser un développement au premier ordre. Pour un champ f donné, on a alors : ∂f f M = f A + dα (B.2) ∂xα Annexe C Modélisation du dispositif magnétique par éléments finis C.1 Introduction La dernière étape est l’estimation de la validité des résultats obtenus avec le dispositif de mesure utilisé dans notre travail. Nous nous sommes servis du logiciel FemLab, un code de calcul pour l’analyse mécanique et électromagnétique de structures par éléments finis. Après la présentation succinte du formalisme utilisé et de la méthodologie, nous discutons les résultats définissant la précision de mesure. C.2 Méthodologie Nous avons traité un problème de magnétostatique 3D formulé en potentiel vecteur. Les équations à résoudre, les équations de Maxwell pour la magnétostatique. Nous avons modélisé le comportement magnétique du banc de mesure dans le cas d’une éprouvette sans trou (non déformée) et une éprouvette avec un trou (9mm de diamètre). La perméabilité relative des culasses a été considérée constante et égale à 2300, et l’entrefer moyen a été estimé à une valeur de 4,6µm à partir d’une relation utilisée dans la tribologie, relative aux paramètres géométriques du profil de la surface. Des éléments Tetrahedriques ont été choisis pour le maillage (Figure C.1-C.2) : 191 MODELISATION DU DISPOSITIF... - Nombre d’éléments égale à 24480 et nombre de noeuds égale à 5574 dans le cas d’une éprouvette sans trou. - Nombre d’éléments égale à 24333 et nombre de noeuds égale à 5520 dans le cas d’une éprouvette sans trou. (a) Modélisation du banc de mesures (b) Maillage (Culasses + Bobines + Eprouvette) Fig. C.1 – Cas d’une éprouvette non déformée (sans trou) (a) Modélisation du banc de mesures (b) Maillage (Culasses + Bobines + Eprouvette) Fig. C.2 – Cas d’une éprouvette avec trou (9mm de diamètre) 192 MODELISATION DU DISPOSITIF... On observe sur la figure C.3 que les lignes de flux commencent à se refermer dans l’air dés les faibles valeurs du champ. Dans ces conditions, un premier paramètre est identifé par le calcul éléments finis est l’efficacité de la circulation de flux magnétique. (a) Eprouvette sans trou (b) Eprouvette avec trou Fig. C.3 – Aperçu des équipotentielles (B = 1,1 Tesla). Nous avons comparé par la suite les courbes d’aimantations expérimentales et numériques dans le cas d’une éprouvette avec et sans trou (Figure C.4). La perméabilité relative de matériau est variable en fonction de Hmax (cf. Figure 6.10). 193 MODELISATION DU DISPOSITIF... 1 Expérimental−−sans trou Simulation−−sans trou Expérimental−−avec trou Simulation−−avec trou B max (T) 1.5 0.5 0 0 2000 4000 H max (A.m−1) Fig. C.4 – Courbes d’aimantation experimentales et numériques pour une éprouvette avec et sans trou. Par la méthode éléments finis, on observe une sous estimation négligeable du comportement magnétique réel du matériau. Cette différence est négligeable dans le domaine initial de l’aimantation et dans la zone de saturation. L’erreur relative expérimentale/numérique varie entre 1% et 3%. Ces erreurs restent dans la limites raisonnables, en accord avec les performances déclarées pour ce type de dispositif utilisé. Annexe D Mesures magnétiques sur éprouvette percée D.1 Introduction L’expérience consiste à comparer l’évolution de ces caractéristiques magnétiques entre une éprouvette non déformée et l’éprouvette même avec la présence d’un trou de 9mm de diamètre. D.2 Résultats et analyses La présence du trou influence inévitablement la réponse magnétique du système. Cette modification est en grande partie due au manque de matière local et donc aux fuites de lignes de champ qu’il occasionne. Il s’agit d’un effet purement géométrique dont nous nous affranchissons en faisant subir un nouveau recuit aux éprouvettes percées. Elle retrouve localement leur propriétés magnétiques initiales. La courbe d’aimantation est à nouveau mesurée : seul apparaı̂t en théorie l’effet géométrique. En comparant les mesures, nous éliminons le facteur géométrique dû à la présence du trou, pour ne garder que l’influence de la déformation. La figure D.1 représente les courbes d’aimantation et de perméabilité relative correspondante de l’éprouvette non déformée comparée aux courbes d’aimantation et de perméabilité relative de l’éprouvette poinçonnée avant et après recuit. La déformation apportée par le poinçonnage induit visiblement une dégradation des caractéristiques 195 MESURES MAGNETIQUES... magnétiques. Bmax (T) 1.5 1 Eprouvette non déformée Eprouvette recuite Eprouvette percée d’un trou 0.5 0 0 2000 4000 6000 −1 Hmax (A.m ) (a) Courbe d’aimantation Perméabilité relative µr 8000 6000 Eprouvette non déformée Eprouvette recuite Eprouvette percée dun trou 4000 2000 0 0 2000 4000 H max 6000 −1 (A.m ) (b) Perméabilité relative Fig. D.1 – Influence du poinçonnage sur les caractéristiques magnétiques du ”Sollac M800-65A”, f=50Hz.