Profils d’usure

  _(I.15)

Les constantes A et B reflètent indirectement les effets de la dureté du matériau d'outil ainsi que de la pression de contact sur le taux d'usure globale. Usui et al. [74] ont étendu le modèle d'usure adhésif pour inclure les effets de la pression de contact σn, de la vitesse de glissement et de la température à l’interface sur le taux d'usure de l’outil :

int

exp( )

n s

dW _{A v} B

dt ^{  }T ^(I.16)

Les auteurs ont ensuite conclu que ce modèle peut simuler le comportement d'usure des outils en carbure cémenté non revêtus dans différentes gammes de température. Des expériences d'usinage ont été effectuées sur des barres en acier fritté contenant des particules d'oxyde d'aluminium. Les résultats de comparaison indiquent que le modèle proposé peut bien représenter les effets d'abrasion en utilisant des ensembles appropriés de paramètres A et B dans l'équation (I.16), [74]. Ce modèle a été utilisé ensuite par plusieurs auteurs [75–81] pour simuler l’usure des outils revêtus et non revêtus dans l'usinage des aciers, Ti-6Al-4V et des superalliages à base de Nickel « Ni » dans une large gamme de conditions de coupe. L’équation (I.16) peut encore être simplifiée en négligeant les effets de la pression de contact sur la vitesse d'usure globale, en supposant que la pression de contact sur la surface d'usure en dépouille reste constante avec l'évolution de l’usure :

int

exp( )

s

dW _Av B

dt ^{ }T ^(I.17)

Cette hypothèse a été justifiée dans certaines études expérimentales [82–84]qui ont montré que les efforts de coupe et d’avance augmentent linéairement avec la largeur de la zone d'usure.

4.4.Profils d’usure

Plusieurs chercheurs ont intégré les modèles d'usure phénoménologiques et physiques dans des modèles éléments finis pour simuler l'évolution de l'usure de l'outil pendant l'usinage. L'estimation du profil d'usure de l'outil peut être mise en œuvre en calculant les grandeurs du processus de coupe. L'approche développée par Yen et al. [78] a été parmi les premières tentatives à prédire l'évolution de l'usure de l'outil en 2D. Les auteurs ont mis en place une série de sous-routines définies par l'utilisateur basées sur le modèle d’Usui [74] pour estimer le taux d'usure des nœuds individuels situés sur les surfaces de contact pour des intervalles de temps discrets. Les mouvements nodaux sur les zones de contact de l'outil ont donc été calculés en se

24 basant sur des taux d'usure estimés et la géométrie de l'outil a été mise à jour itérativement pendant les cycles de simulation. La Figure I.15 illustre les différentes séquences de cette stratégie. Attanasio et al. [79] ont étendu cette approche de modélisation pour les analyses tridimensionnelles de l'usure des outils. Les auteurs ont combiné les modèles d'usure proposés par Usui et al. [74] et Takeyama et Murata [72] pour obtenir de meilleures estimations de l’usure en cratère pour une large gamme de conditions de coupe (voir Figure I.16).

Figure I.15. Organigramme de l’approche numérique pour la simulation de l’usure et la mise à jour de la géométrie de l’outil, [78].

Figure I.16. (a) Comparaison expérimentale/numérique de l’usure en cratère (Vc = 200m/min et f = 0.1 mm/tr). (b) Usure en cratère le long d’une section après 2 et 8 minutes. Outil non revêtu ISO

P40 en WC, [79].

(b) (a)

25 Yen et al. [78] ont établi la relation entre la progression du taux d’usure et la géométrie de l'outil usée dans les simulations 2D abordées, où les valeurs moyennes de la pression de contact, de la vitesse de glissement et de la température de surface en dépouille ont été utilisées pour approximer la nouvelle largeur de l'usure en dépouille sur des intervalles de temps définis. La géométrie de l'outil a ensuite été mise à jour en décalant l'ensemble de la ligne d'usure en dépouille dans la direction perpendiculaire à la surface de contact, assurant ainsi une évolution uniforme de l'usure en dépouille pendant les simulations EF.

Malakizadi et al. [85] ont proposé une nouvelle approche pour simuler l'évolution de l'usure en dépouille pendant le processus de tournage, où la géométrie de l'outil a été mise à jour itérativement à la fin de chaque cycle de simulation. Une équation d’évolution du taux d’usure a été initialement dérivée du modèle d'Usui pour établir le rapport entre la perte de volume totale, depuis l’arête d'outil, et la largeur moyenne de l'usure en dépouille mesurée pendant les essais de durée de vie de l'outil. Un modèle EF a été construit pour simuler le processus de coupe et obtenir les paramètres d’entrées telles que la température à l'interface de l'outil et la pression de contact. La largeur d'usure en dépouille a ensuite été estimée pendant un intervalle de temps défini en adoptant ces entrées dans l'équation du taux d'usure calibrée. Un nouveau modèle EF a été finalement construit en utilisant la nouvelle géométrie d’outil, dans le but de fournir un nouvel ensemble d'entrées pour le modèle d'usure. Ce cycle de simulation a été continuellement répété pour prédire la largeur d'usure en dépouille pour un temps d'usinage objectif. Cette approche de modélisation est cependant très coûteuse en temps de calcul CPU, dû à l'application itérative des simulations EF en 3D.

Malgré l’inconvénient du temps de calcul élevé, cette stratégie de modélisation a montré son efficacité pour prédire l’évolution de l’usure des outils de coupe non revêtus dans les différents travaux cités. Cependant, il est très difficile d’appliquer cette stratégie pour des outils de coupe revêtus. Avec la méthode EF, le maillage de la géométrie de l'outil revêtu doit respecter les limites imposées par l'épaisseur du revêtement. Par conséquent, le déplacement nodal du maillage au niveau de l’interface peut conduire à des problèmes numériques, en particulier la distorsion du maillage lorsque le profil d'outil est mis à jour. Récemment, Binder et al. [86] ont proposé une nouvelle méthode pour surmonter ce problème. Cette méthode consiste à empêcher l'inversion des éléments du maillage quand l’usure dépasse la limite de l’épaisseur du revêtement. Les constantes A et B dans le modèle d’Usui Eq. (I.16) sont déterminées pour le substrat et le revêtement par une approche combinant un modèle de formation de copeaux et des essais expérimentaux. Selon les auteurs, la calibration du modèle d’usure pour la face de coupe doit être différente que pour la face de dépouille. En comparant les résultats expérimentaux et numériques (voir Figure I.17 et Figure I.18), la méthode a montré son efficacité pour plusieurs conditions de coupe.

26

Figure I.17. Comparaison entre l’usure estimée par simulation et celle expérimentale. (a) Usure en dépouille, (b) usure en cratère, [86].

Figure I.18: Comparaison entre l’évolution de VB issu des simulations numériques et des mesures expérimentales, pour différentes vitesses de coupe et d’avance, avec un outil revêtu en PVD-TiAIN,

[86].