Simulations des aspects thermomécaniques de l’étape de forge

Simulations des aspects thermomécaniques de l’étape de forge

La simulation numérique a pris une place majeure dans la conception des pièces. Elle permet entre autre de prédire les niveaux, les vitesses et les températures de déformation lors de l’étape de forge. La connaissance de ces paramètres est nécessaire pour déterminer la géométrie des préformes afin d’obtenir des pièces sans défauts avec les propriétés mécaniques désirées. Un code métier et un code académique ont été utilisés. Le logiciel Simufact permet de mener jusqu’aux grandes déformations la modélisation de la forge avec formation de bavure notamment (remaillage possible). Pour ABAQUS la formulation reconnue du contact thermomécanique ainsi que la gestion des non linéarités matériaux, permet une étude fine des conditions locales du contact outil matière. Avant de présenter les résultats, on détaillera la détermination des paramètres du modèle en se focalisant dans les paragraphes suivant sur la cinématique des outils, les conditions thermiques et enfin la loi de comportement des matériaux mis en forme. 

Détermination de l’évolution de la vitesse du coulisseau au cours de l’étape de forge

Comme nous avons pu le voir dans le paragraphe I.4.2, le niveau de déformation mais aussi la vitesse sont déterminantes pour les évolutions de microstructure. Aussi, pour connaître la vitesse de déformation, il est nécessaire de connaître la vitesse du coulisseau (matrice supérieure) ainsi que son évolution au cours de la forge, la matrice inférieure étant fixe. Le logiciel utilisé à Saint-Jean Industries, Simufact, prend comme hypothèse une décroissance linéaire de la vitesse. La vitesse du coulisseau au moment du premier contact avec la pièce est supposée de 0,42 m.s-1 pour toutes les pièces. Ces paramètres de vitesse et décroissance fonctionnent assez bien et une bonne corrélation avec la réalité est observée en termes de fermeture de porosités, de défauts de forge ainsi que de longueur de bavure. Nous avons cependant voulu mesurer plus en détails ce paramètre. Un moyen assez simple et économique est d’utiliser un accéléromètre placé sur le coulisseau lors de la frappe. En enregistrant sa décélération au cours de l’étape de forge nous pouvons par intégration remonter à l’évolution de la vitesse. Le capteur utilisé était un accéléromètre Kistler de type 8202A10 avec une gamme de mesure de ± 2000g, une sensibilité de 10,76 pc/g, une sensibilité transversale de 3,3%, une fréquence propre de 45,0 kHz et une plage de température de -70°C à 250°C. L’accéléromètre était ensuite relié à un amplificateur de charge Kistler de type 5011 qui avait pour  réglage, une sensibilité de 1g/V, soit 9,81 m.s-2 /V, un filtre passe bas qui avait pour fréquence de coupure 10Hz et un filtre passe haut qui avait pour temps caractéristique 1s. L’enregistrement s’est ensuite fait sur un PC à l’aide d’une carte d’acquisition. Les essais ont été réalisés sur un grand nombre de pièces différentes. Pour vérifier la précision de notre mesure nous avons intégré la vitesse calculée pour déterminer le déplacement du coulisseau et comparé avec le déplacement réellement observé. L’erreur est souvent très grande sauf dans de rare cas. L’évolution est cependant toujours assez linéaire comme le suggère la base de données de Simufact. Un exemple de résultats obtenus sur une pièce de grande série de Saint-Jean Industries que l’on nommera B8 est présenté sur la figure III.1. Le déplacement calculé est 4 fois plus faible que celui réellement mesuré. L’erreur est donc trop importante pour avoir une mesure précise de l’évolution de la vitesse. Cette erreur est due en partie à des problèmes d’interférences électromagnétiques. Le capteur et le câble sont blindés mais les champs magnétiques important dans l’usine du fait des fours et des moteurs des presses pouvaient créer des pics que nous devions lisser. Une sensibilité de mesure plus grande nous aurait aussi peut être permis d’être plus précis. Les résultats nous ont néanmoins montré que quelles que soient les pièces, la décroissance était relativement linéaire. Nous pensions qu’elle aurait pu être plus importante en fin de frappe lors de la formation de la bavure mais ce n’est pas le cas. Si nous voulons faire des mesures plus précises dans le futur nous utiliserons probablement une caméra haute vitesse qui est plus chère mais qui comporte l’avantage d’avoir une mesure directe, précise et qui est moins sujette aux bruits électromagnétiques. Pour les simulations nous avons donc pris comme hypothèse une décroissance linéaire de la vitesse. Nous ne connaissons pas la vitesse au moment du premier impact de façon précise mais les vitesses de déformation sont assez peu dépendantes de celle-ci. En effet, nous avons observé que la majeur partie de la déformation se déroule dans les derniers instant de la frappe lors de la formation de bavure, à cet instant la vitesse du coulisseau est assez faible et changer légèrement la vitesse du premier impact n’entraîne pas de variation significative. Pour la simulation sur pièce réelle, afin de pouvoir comparer l’énergie nécessaire à la frappe, la course du coulisseau est fixée à 47 mm pour toutes les pièces. Nous avons aussi décidé d’appliquer une vitesse du coulisseau qui décroit linéairement sur les 47 mm en 0,2 s comme nous pouvons le voir sur la figure III.2. La course du coulisseau entre le premier contact et la fin de frappe n’est pas identique pour toutes les pièces. En effet, elle est de 44 mm pour le B8, 10 mm pour le lingot et 8 mm pour l’éprouvette de fatigue. L’hypothèse de décroissance linéaire utilisée répond donc aussi à une vitesse d’impact plus faible pour les pièces de plus petites dimensions, comme c’est le cas dans la réalité. Nous avons ainsi comme le souligne la figure III.2, une vitesse d’impact de 0,45 m/s pour le B8, 0,21 m/s pour le lingot et 0,17 m/s pour l’éprouvette de fatigue. Ces vitesses semblent assez satisfaisantes par rapport aux observations faites en production. 

Conditions thermiques du modèle

Les pièces sont préchauffées à 540°C dans un four tunnel avant la forge. Elles sont ensuite sorties du four puis placées dans la presse avant d’être forgées. Le plus souvent cette étape de transfert est effectuée par un robot et dure entre 5 à 10 s. Les pièces se refroidissent d’environ 0,5°C/s à l’air ambiant et des simulations ont montré que la différence entre la température de peau et de cœur est inférieure à 3°C. L’ouverture régulière des portes du four entraîne cependant une légère baisse de température en sortie de four, nous estimons donc et avons pris pour hypothèse une température homogène de 530°C pour les préformes de fonderie avant forge. Les matrices sont quant à elle à une température homogène de 200°C en début de frappe. Nous ne nous sommes pas intéressés à l’échange thermique avec l’air ambiant car l’échange est suffisamment court pour pouvoir être négligé. Le coefficient d’échange entre la matrice et la préforme de fonderie est de 5000 W.m-2 .K-1 (Lenhard A.L. et al., 2006). Le coefficient de frottement a été fixé à 0,2. Cette valeur est tirée de Simufact et permet de relativement bien corréler les efforts de frappe ainsi que les longueurs de bavure avec la réalité. Les valeurs couramment utilisées pour une lubrification au graphite sont comprises entre 0,15 et 0,2. De plus, (Lenard J.G., Pietzzik M., 1993) ont montré que la microstructure de surface était  dépendante du coefficient d’échange thermique mais assez peu du coefficient de frottement. La matrice est en acier, les paramètres thermiques utilisés pour celle-ci sont donc les suivants : – Conductivité thermique : 25 W.m-1 .K-1 – Chaleur spécifique massique : 520 J.kg-1 .K-1 – Densité : 7800 kg/m3 Pour la préforme en AS7G03 les paramètres sont : – Conductivité thermique : 174 W.m-1 .K-1 – Chaleur spécifique massique : 1037 J.kg-1 .K-1 – Densité : 2700 kg/m3 Ces valeurs sont tirées de la base de donnée de Simufact et sont proches des valeurs données dans la littérature pour ce type d’alliage. Il est cependant assez difficile de trouver des valeurs pour un alliage spécifique. 

Propriétés mécaniques utilisées pour le matériau en simulation

Du point de vue des caractéristiques mécaniques du matériau, des essais de torsion à chaud ont été réalisés sur notre matériau afin d’en déterminer les contraintes d’écoulement. Les températures testées étaient 490°C, 515°C et 540°C pour des vitesses de 0,1s-1 , 1s-1 et 10s-1 . Les éprouvettes dont la géométrie est présentée figure III.3 ont été chauffées puis maintenues à la température souhaitée pendant 10 minutes avant l’essai afin de s’assurer de l’homogénéité de température Le module de Young est un autre paramètre important et il est difficile à connaître pour des hautes températures. Des mesures de module de Young à chaud ont donc été effectuées sur un alliage d’aluminium 6060. L’essai a d’abord consisté à usiner une éprouvette plate d’épaisseur 4mm à l’aide du plan suivant dans un barreau de 6060.Cette éprouvette a ensuite été montée dans une coque comme le montre la figure III.6. Cette coque est équipée de cartouches de chauffe qui sont asservies grâce à plusieurs thermocouples. Cet asservissement permet d’obtenir une température très homogène dans la partie utile de l’éprouvette. Nous avons fait des mesures pour plusieurs températures jusqu’à 400°C, température maximale du montage et nous avons obtenu les résultats présentés figure III.7. Nous avons pris comme hypothèse, une décroissance linéaire du module de Young avec la température. L’AS7G03 contient des particules de silicium plus rigide il a donc un module de Young légèrement plus élevé. Sa valeur est de 74 GPa à température ambiante, nous avons donc choisi de translater la courbe de l’alliage 6060 de 4 GPa. Nous obtenons donc pour une température de 530°C un module de Young de 48 GPa