Avec une même fraise et dans les mêmes conditions d’usinage, il est possible de donner trois types d’inclinaison d’axe d’outil différentes. Une correspondant à un usinage sans angle de talonnage (α=0). Une autre pour laquelle l’axe de l’outil est incliné vers l’avant (α>0) et enfin une dernière pour laquelle l’axe de l’outil est incliné vers l’arrière donc avec un angle de talon- nage négatif (α<0).
Pour cerner l’incidence de cette orientation d’outil, le cas traité est celui d’une fraise D=16mm, d=8mm à deux dents (Fig.C-49) usinant un matériau C35E (norme NF EN 10083-1) avec des conditions de coupe qui sont celle de la validation du modèle d’effort de coupe vue en §C-4-2-6 ) : =0,2 mm, p=2mm, Vc=140m/min.
MAXk(PRMS( )k )
fz
Fig.C-49 : Fraise torique à deux dents D=16mm, d=8mm 16mm
14mm 73mm
Parmi les différents outils utilisés pour l’étude, celui-ci a été choisi pour deux raisons : - c’est un outil à deux dents et il a été montré qu’une diminution significative de l’ampli- tude de la force de coupe transversale est obtenue pour ce nombre de dents,
- Lors du montage de cet outil dans le porte outil, sa longueur sortie mesurée est de 73mm. Sa grande longueur devant le diamètre de son corps en fait un outil déformable pour lequel la réponse dynamique sera suffisamment perceptible.
Pour cet outil, ce matériau, l’angle d’équilibrage de l’effort de coupe transversal calculé
avec =1550Mpa, = =0,35, =1470Mpa, β=−0,2 est α=-8,785°. Cette
valeur sera approchée par α=-9°. Les trois configurations testées sont alors : - passe 1 : dite "à plat", pas d’inclinaison d’axe d’outil, α=0,
- passe 2 : dite "en tirant", angle de détalonnage de l’axe d’outil, α=9°, - passe 3 : dite "en poussant", angle de talonnage de l’axe d’outil, α=-9°
Pour cet outil et la vitesse de coupe utilisée Vc=140m/min, la fréquence de rotation est N=2785tr/min. Pour l’outil à deux dents, la fréquence de passage des plaquettes sur la pièce est
donc de . Les caractéristiques de l’enregistreur (Fig.C-46) donnent pour
cette valeur une atténuation de -4dB ce qui constitue une valeur d’autant plus acceptable qu’elle est constante pour les trois configurations étudiées.
Ktoint Krext Krint Ktoext
Passe 1 : "a plat" Passe 2 : "en tirant" Passe 3 : "en poussant" α>0 α<0
Fig.C-50 : Les différents cas traités α=0
C-5-4-2 ) Les spectres temporels du signal enregistré.
Les spectres correspondant à l’acquisition sonore pour cette première série d’essais compa- ratifs sont ceux de la figure C-48. La principale information qualitative qui peut être recueillie est que le signal sonore correspondant à la passe 3, c’est à dire celle réalisée avec équilibrage de force de coupe transversale, présente des amplitudes moindres que celles des passes 1 et 2. Cette pre- mière constation est déjà une confirmation de ce qui est perceptible de manière auditive lors des expérimentations : les bruits générés lors des passes 1 et 2 sont similaires alors que celui généré lors de la passe 3 est beaucoup moins important.
C-5-4-3 ) L’intensité acoustique du signal enregistré.
Elle est calculée à l’aide des expressions eqs (eqs.57),(eqs.58). Pour cela des parties du signal sont extraites pour isoler les zones correspondantes aux différents cas. Les parties sur les- quelles l’intensité sonore a été calculée correspondent aux passes 1, 2 et 3 de la figure (Fig.C-48). Il est à noter que l’ entrée et la sortie de coupe de la passe 3 désignées par les détails A et C font partie de la zone isolée pour la passe 3. La table ci-après donne le résultat du calcul de l’intensité acoustique relative, l’intensité intrinsèque d’un signal n’ayant aucune signification physique.
Table C-7 : Intensité acoustique relative lors des différentes passes
La similitude entre l’intensité sonore des signaux correspondant aux passes 1 et 2 lors des expérimentations et lors de l’observation des spectres temporels (Fig.C-48) est confimée et l’écart de -1dB sur la première passe n’est pas significatif. Le signal correspondant à la passe 3 donne, lui, une intensité sonore très inférieure puisque l’atténuation est de -16,3dB. En terme de percep- tion auditive, une atténuation de -3dB sur un signal correspond à une intensité divisée par deux. Le bruit audible généré lors de la passe 3 a donc une intensité très faible par rapport à celles des bruits des passes 1 et 2.
C-5-4-4 ) L’incidence sur le comportement dynamique d’outil en usinage.
Il a été établi au §C-5-2-2 ) que l’intensité acoustique produite lors de l’usinage provient essentiellement de la réponse dynamique de l’outil qui est concrètement une vibration de l’outil excité par l’effort de coupe. C’est cette vibration qui est à l’origine du bruit généré lors de l’usi-
Passe 1 : α=0 Passe 2 : α=9° Passe 3 : α=-9°
Intensité acoustique
nage et qui a été quantifiée dans les paragraphes précédents par l’intensité du signal sonore. Cette vibration a donc une incidence sur la position de la partie active de l’outil sur la pièce et cela se retrouve en terme d’état de surface. La figure ci-après montre la pièce usinée lors des expérimen- tation décrites au §C-5-4-1 ) :
Sur cette figure, une amélioration de l’état de surface dû à une vibration d’outil moindre est perceptible pour la passe 3. L’équilibrage de l’effort de coupe transversal pour l’outil à deux dents s’accompagnant d’une diminution de l’amplitude de cette composante, tend donc à stabiliser son comportement dynamique ce qui conduit à une meilleure qualité d’usinage. D’autre part, la passe 2 montre le refus de coupe associé au phénomène de copeau minin pour l’usinage en tirant : l’outil à tendance à rebondir sur la pièce.
C-5-4-5 ) La rugosité obtenue.
Pour quantifier l’apport de la méthode sur les états de surface obtenus, une mesure de rugo- sité a été effectuée dans le sens d’usinage et au milieu des rainures usinées 1, 2 et 3. Le rugosimè- tre utilisé pour cela est un modèle SURTRONIC 3+ de marque TAYLOR-HOBSON. Cet appareil connecté à un ordinateur PCI 60 KENITEC permet le transfert des données et leur traitement à l’aide du logiciel TALYPROFIL 1-2-0.
Trois critères de rugosité définis par la norme ISO 12-085 ont été mesurés. L’ondulation totale Wt et la rugosité totale Rt qui sont deux critères directs et la rugosité arithmétique Ra qui est un critère statistique. Il est à noter que le critère Ra est d’une signification très relative pour la passe 2 puisque la surface obtenue est dégradée (Fig.C-51). Lors des mesures, le pas apparent d’ondulation a été mesuré en premier pour les passes 1 et 2 afin de définir la valeur du cut-off à utiliser dans chaque cas suivant le norme ISO 4287. La valeur retenue pour la passe 3 est celle de l’avance à la dent =0,2 mm. La table ci après donne le résultat de ces mesures :
passe 1 α=0
Fig.C-51 : Pièce usinée suivant les trois configurations de base passe 2
α=9°
passe 3 α=-9°
Table C-8 : Rugosité obtenue lors des différentes passes
La méthode d’équilibrage de l’effort de coupe transversal constitue un apport non négligea- ble sur la rugosité des surfaces obtenues. Pour la comparaison des trois configurations de base, les trois critères observés sont nettement améliorés puisqu’on obtient un gain de 50%. Il est à noter que ce gain est sans contrepartie puisque les trois passes d’usinage ont été réalisée dans les mêmes conditions.
C-5-4-6 ) Conclusion.
La méthode d’équilibrage de l’effort de coupe transversal est bénéfique en terme de com- portement dynamique d’outil et donc de rugosité obtenue sur les pièces usinées. Il vient d’être établi de façon formelle dans ce qui précède que l’intensité sonore lors d’un usinage est en liaison avec le comportement de l’outil mais cela, tous les usineurs le savent intuitivement depuis long- temps. L’intérêt le plus marqué des paragraphes précédents est certainement la méthode de mesure acoustique et l’utilisation d’un indicateur quantificatif qui est l’intensité acoustique rela- tive (Eq.58). Cette méthode de "mesure du comportement dynamique en usinage" est un outil intéressant pour comparer plusieurs solutions de fabrication.