Conception d un appareil de mesure de force d impact pour marteaux piqueurs pneumatiques (Projet # ) Préparé par. Philippe Gauthier.

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1 Université du Québec à Chicoutimi MODULE D INGÉNIERIE GÉNIE MÉCANIQUE & INGÉNIERIE DE L ALUMINIUM 6GIN333 Rapport final Conception d un appareil de mesure de force d impact pour marteaux piqueurs pneumatiques (Projet # ) Préparé par Philippe Gauthier Rudy Privé Pour Nicolas Gascon, ing. Rio Tinto Alcan, Usine Grande-Baie 10 décembre 2010 CONSEILLER : COORDONNATEUR : Lyne St-Georges, ing., Ph.D. Jacques Paradis, ing I

2 Approbation du rapport d étape pour diffusion Nom du conseiller Date Signature II

3 Remerciements Nous aimerions adresser nos sincères remerciements à M. Yannick Gagnon pour son soutien et sa participation active au projet. Nous aimerions également remercier Mme. Lyne St-Georges pour ses conseils avisés et M. Denis Tremblay pour sa contribution à la réalisation du prototype. Nous aimerions aussi remercier M. Nicolas Gascon et M. Guillaume Villeneuve pour le temps qu ils ont accordé à ce projet et pour avoir permis de réaliser des essais en usine. Leur grande disponibilité a été particulièrement appréciée. III

4 Résumé L usine Grande-Baie, une aluminerie appartenant à Rio Tinto Alcan, utilise des marteaux piqueurs pneumatiques pour briser la croûte se formant sur le dessus du bain dans les cuves d électrolyse. Ces marteaux doivent être remontés à neuf lorsque leur force de frappe n est plus suffisante pour briser la croûte. De façon à réduire les coûts de maintenance, le département d entretien souhaite se doter d un outil permettant d évaluer la force d impact des marteaux, afin de ne pas remonter inutilement ces derniers. L outil en question devra rencontrer diverses exigences, notamment : Simplicité d utilisation Robustesse Fiabilité dans le temps Coût abordable Étant donné que plusieurs méthodes de mesure différentes semblaient prometteuses, les deux premiers mois du projet ont été consacrés au choix de la méthode qui rencontrait le mieux les objectifs fixés. À cet effet, des essais en laboratoire et en usine ont été réalisés, en plus de recherches bibliographiques et de consultations auprès de plusieurs intervenants. Après pris en délibéré tous les avantages et inconvénients de chaque méthode, un essai destructif sur un échantillon standardisé a été retenu. Avant de fabriquer le prototype, il a fallu dimensionner l outil en fonction des charges anticipées et procéder à des essais en laboratoire pour valider le comportement plastique du matériau choisi pour l échantillon. Une fois le prototype réalisé, d autres essais en laboratoire ont permis de tester son bon fonctionnement ; ces essais ont également révélé quelques faiblesses qui ont par la suite été corrigées. La réalisation de ce projet a mené à la construction d un prototype d outil visant à mesurer la force d impact d un marteau piqueur à l aide d un échantillon déformable. Bien que le prototype rencontre les objectifs initiaux en théorie, une campagne d essais en usine sera nécessaire afin de voir comment l outil se comporte en réalité. Étant donné que la prédiction du comportement du matériau en régime dynamique est particulièrement difficile, il reste à valider le diamètre exact d échantillon à utiliser afin d obtenir une déformation suffisante dans un laps de temps acceptable. IV

5 Table des matières 1 Introduction Présentation du projet Description de l entreprise Description de l équipe de travail Problématique et état de l art reliés au projet Objectifs généraux et spécifiques du projet Aspects techniques et éléments de conception relatifs au projet Calculs et concepts initiaux Choix de la méthode de test appropriée Cellules de charge Cylindre hydraulique Pointe instrumentée Cartouche déformable Recherche bibliographique Conception du prototype Dimensionnement de l échantillon déformable Choix de la géométrie de l échantillon Choix du matériau de l échantillon Essais sur l échantillon Choix du matériau de fabrication du réceptacle Paramètres Traitement thermique du prototype Choix du traitement thermique Description du traitement Chauffage Trempe martensitique Revenu Facilité d utilisation Essai du prototype en laboratoire V

6 4.9 Procédures de test et d optimisation en usine Bilan des activités Arrimage formation pratique/universitaire Travail d équipe Respect de l échéancier Analyse et discussion Conclusion et recommandations Bibliographie ANNEXES Annexe 1: Croquis de fabrication Annexe 2 : Table d impact préliminaire rejetée VI

7 Liste des figures Figure 3.1 : Courbe contrainte/déformation de la pointe... 5 Figure 3.2 : Fiche technique des jauges de déformation... 5 Figure 3.3 : Pointe instrumentée... 6 Figure 3.4 : Cellule de charge Omega DLC Figure 3.5 : Appareil GRAPHTEC GL Figure 3.6 : Simulation d'impacts en laboratoire Figure 3.7 : Montage pour l'essai en usine Figure 3.8 : Essai en usine Figure 3.9 : Jauge endommagée Figure 4.1 : Premier essai de compression (chargement à vitesse constante) Figure 4.2 : Deuxième essai de compression Figure 4.3 : Troisième essai de compression Figure 4.4 : Quatrième essai de compression Figure 4.5 : Cinquième essai de compression Figure 4.6 : Cinquième essai de compression Figure 4.7 : Échantillons déformés Figure 4.8 : Graphique expliquant la détermination de la déformation maximale Figure 4.9 : Dureté maximale après trempe selon le taux de carbone Figure 4.10 : Simulation du prototype sur SolidWorks Figure 4.11 : Courbe montrant le temps nécessaire au développement de l austénite à partir de la perlite... Error! Bookmark not defined. Figure 4.12 : Absorption d énergie avant impact en fonction de la température de revenu d un acier trempé Figure 4.13 : Dureté en fonction de la température de revenu Figure 4.14 : Prototype sur la presse Figure 4.15 : Échantillon déformé Figure 4.16 : Courbe contraintes déformations à différentes vitesses de déformation Figure A.1 : Réceptacle (pièce 1) Figure A.2 : Réceptacle (pièce 2) Figure A.3 : Réceptacle (pièce 3) Figure A.4 : Vue de plan Figure A.5 : Vue en élévation VII

8 Liste des tableaux Tableau 3.1 : Mesures de dureté... 6 Tableau 4.1 : Comparatif des essais Tableau 4.2 : Propriétés du métal à déformer versus le matériau du rond 5.5po Tableau 4.3 : Déformations mesurées sur le prototype VIII

9 1 Introduction Le projet a été initié à la demande du service MSE de l Usine Grande-Baie, qui souhaitait développer un outil de mesure permettant d évaluer la force de frappe de marteaux piqueurs utilisés par les ponts roulants dans les salles de cuves. Ce rapport présente l ensemble des travaux réalisés dans le cadre de ce projet de conception et résume la démarche suivie par l équipe. À cet effet, il est subdivisé en cinq parties : la première est une mise en contexte permettant de situer le projet au sein de l entreprise et permettant également de définir les objectifs à rencontrer. Au sein de la deuxième partie, les différents aspects techniques relatifs à l outil de mesure seront présentés. La troisième partie, quant à elle, traite de la conception du prototype. La quatrième partie vise à dresser un bilan des activités réalisées et à analyser le résultat obtenue. Finalement, la cinquième partie contient les recommandations et une conclusion résumant le présent rapport. 1

10 2 Présentation du projet 2.1 Description de l entreprise Rio Tinto Alcan est une entreprise bien connue au Canada, du fait de ses nombreuses installations et du grand nombre de personnes qu elle emploie. Au niveau mondial, la division Alcan compte employés dans 27 pays et produit annuellement 4 millions de tonnes d aluminium [15]. En région, RTA opère quatre alumineries, 6 barrages hydro-électriques, une raffinerie d alumine et une multitude d usines connexes. 2.2 Description de l équipe de travail L équipe de travail pour le projet est constituée de Rudy Privé et de Philippe Gauthier, avec comme conseillère Mme. Lyne St-Georges et M. Yannick Gagnon comme technicien attitré. Côté entreprise, le responsable du projet est M. Guillaume Villeneuve, sous la supervision de M. Nicolas Gascon. 2.3 Problématique et état de l art reliés au projet L usine Grande-Baie, située dans l arrondissement La Baie à Saguenay, est une aluminerie appartenant à Rio Tinto Alcan. Comme dans la plupart des alumineries modernes, des ponts roulants équipés de multiples outils sont utilisés dans le secteur électrolyse de l usine pour accomplir diverses tâches d opération. Un des outils fixés à ces ponts roulants est un marteau piqueur pneumatique de type Montabert Z92, qui sert à casser la croûte des cuves d électrolyse. Ces marteaux piqueurs peuvent 2

11 être entretenus de manière préventive tous les quatre mois, lorsque le pont roulant est envoyé à l atelier mécanique pour une révision générale. La problématique relative à ces équipements est la fréquence de l entretien. Il arrive que les marteaux perdent prématurément de leur puissance, au point de ne plus pouvoir effectuer leur travail. Cela peut entraîner un retour hâtif du pont roulant à l atelier et occasionne des coûts supplémentaires de main d œuvre, en plus de perturber la gestion des opérations. À l inverse, lors de l entretien périodique, les marteaux piqueurs sont remontés de façon systématique et parfois inutilement ; ces coûts de maintenance pourraient être évités. Actuellement, l usine ne dispose pas de méthode fiable permettant de vérifier le bon fonctionnement des marteaux. L entretien de ces équipements est effectué par des mécaniciens n ayant pas reçu de formation sur l utilisation d appareils de mesure sophistiqués. Quant à l atelier lui-même, il est suffisamment éloigné des salles de cuves pour être supposé exempt de champs magnétiques ; cependant, beaucoup d équipements lourds (chariots élévateurs, autres outils du pont, outils portatifs) sont utilisés à cet endroit, ce qui peut poser un risque pour l appareil de mesure. 2.4 Objectifs généraux et spécifiques du projet L objectif de ce projet consiste en la conception d un outil de mesure permettant de d évaluer la force de frappe des marteaux piqueurs pneumatiques décrits précédemment. Cet outil serait utilisé par les mécaniciens lors de l entretien périodique des ponts roulants afin de vérifier l efficacité de l équipement. L outil en question devra permettre de comparer la puissance d un marteau avec un étalon pour savoir si sa puissance est adéquate. L appareil développé devra également être simple d emploi et suffisamment robuste pour résister à la fois aux impacts répétés des marteaux et aux conditions adverses qui existent dans un atelier de maintenance industrielle. De plus, le promoteur désire ne pas faire utilisation d un ordinateur dans la procédure de test ou d analyse. Finalement, si l instrument de mesure nécessite un investissement de plus de 5000$, une importante analyse et justification devra être effectuée puisqu une autorisation spéciale doit être accordée pour un tel montant. 3

12 3 Aspects techniques et éléments de conception relatifs au projet 3.1 Calculs et concepts initiaux Dès le début du projet, une difficulté de taille a freiné la conception de l outil de mesure. En effet, pour être en mesure de dimensionner un prototype et de façon à choisir une méthode de test appropriée, il faut pouvoir estimer la force à mesurer. Dans le cas présent, le fabricant fournit la valeur de l énergie d impact : initialement, une valeur de 949 joules (700 lbs*pi) avait été avancée par le promoteur. Une vérification a d abord été faite auprès du distributeur québécois des produits Montabert, la compagnie Tramac inc., qui a confirmé cette donnée. Un courriel a également été envoyé à la maison mère en France, sans toutefois espérer une réponse. Or, une réponse fut obtenue quelques semaines plus tard et cette dernière vint infirmer les dires du distributeur : l énergie d impact est de 120 joules, soit 89 lbs*pi. Toutefois, en raison de la complexité du montage, il est très difficile de convertir cette énergie en force d impact. Le marteau est fixé à plusieurs autres structures qui possèdent divers degrés de liberté et absorbent une certaine partie de l énergie. De plus, aucune donnée relative à l impact en tant que tel n était disponible, comme par exemple sa durée ou la vitesse du piston pneumatique. En effet, la pointe du marteau est immobile lorsque l appareil est en fonction ; c est le piston à l intérieur du marteau qui fournit l énergie d impact. Il n est donc pas aisé d analyser le tout et de convertir l énergie en force d impact. Néanmoins, une valeur limite était nécessaire. La force correspondant à l atteinte de la limite élastique de la pointe du marteau piqueur a été utilisée, puisque celle-ci ne se déforme pas plastiquement à l usage. Pour déterminer cette limite élastique, un essai de compression et des essais de dureté ont été effectués au laboratoire de mécanique de l UQAC. Pour ce faire, quatre jauges de déformations Vishay ont été collées sur la pointe (figure 2.3). À partir de la courbe présentée à la figure suivante, un module de Young de 211 GPa a été déduit. 4

13 45000 Contrainte en fonction de la déformation y = 3.06E+07x -2.98E σ[psi] E E E E E E E E-03 ε Figure 3.1 : Courbe contrainte/déformation de la pointe Figure 3.2 : Fiche technique des jauges de déformation 5

14 Figure 3.3 : Pointe instrumentée Grâce à des essais de dureté, la dureté de la pointerolle à été établie à 35 HRC (109 HRB) après avoir coupé la partie plus molle de l instrument ; la pointerolle qui mesurait 22.5 po au total a été coupée à 19 po. En effet, l utilisation de la pointerolle en usine avait considérablement réduit la dureté de cette dernière dans son extrémité. Durant l utilisation du marteau piqueur, la pointerolle est souvent immergée dans le bain en fusion (allant de 960 à 1000 degrés Celsius), affectant ainsi la microstructure de son matériau de fabrication. En comparant ces données à celles trouvées sur Matweb pour plusieurs aciers de série 1000, elles semblent indiquer une limite élastique d environ 400 à 500 MPa. Comme expliqué précédemment, la valeur limite de la force pouvant être appliquée par la pointe correspond à sa limite élastique. Puisque la pointe possède un diamètre final de 50mm, la force maximale pouvant être appliquée est d environ 1280 kn ou 290 klbs. Tableau 3.1 : Mesures de dureté Dureté HRC Distance tête-prise de dureté Essai 1 Essai 2 Essai 3 Essai mm (11po) mm (16po) mm (19po) mm (20po) mm (21po)

15 Au début du projet, une table d essai pouvant supporter soit la méthode de pointes déformables ou un capteur de charge avait été sommairement dessinée. Cette table, tel que conçue, permettait d isoler la force d impact amené par le marteau piqueur de la force de poussée du chariot guidant le marteau. Cependant, après discussion avec le promoteur, il a été décidé qu un tel dispositif nécessitait trop d ajustements selon l usure du montage et qu en bout de ligne, il n était pas nécessaire de dissocier la force d impact de la force de poussée. En effet, les deux participent au bris de la croute dans une cuve. En négligeant les forces de frottement, la force de poussée du chariot muni d un cylindre pneumatique a été estimée à 8.9 kn (2000 lbs), puisque le cylindre a un diamètre de 5.5" et fonctionne à une pression de 90 psi. 3.2 Choix de la méthode de test appropriée De multiples solutions ont été envisagées dès le début de ce projet, chacune d entre elles ayant ses qualités et ses défauts. Les différentes méthodes de test envisagées sont détaillées dans la section suivante, avec les raisons qui ont motivé leur élimination ou leur choix Cellules de charge La solution initialement suggérée par le promoteur était l utilisation de cellules de charge dynamiques semblables à celle présentée à la figure 3.4. Ces cellules offrent un degré de précision très élevé et permettent d obtenir un graphique de la force transmise en fonction du temps, par le biais d un signal de sortie entre 0 et 5 volts. Cela permet d analyser en détail les caractéristiques de frappe d un marteau (fréquence, force maximale, durée de l impact, etc.), à condition toutefois d avoir un système d acquisition de données suffisamment performant. À ce niveau, étant donné la faible durée des impacts, une vitesse d acquisition très élevée est requise. Or, il n a pas été possible de trouver un 7

16 appareil simple et peu dispendieux ayant une vitesse d acquisition supérieure à 100 Hz. Le promoteur ne souhaitant pas utiliser une plateforme PC, un appareil spécialisé devient nécessaire. Comme par exemple : le Graphtec GL900 présenté à la figure 3.5. Toutefois, il s agit d instruments de haute performance qui sont coûteux (environ 4000$ pour l appareil mentionné ci-haut) et peu adaptés aux réalités d un atelier de maintenance industrielle. De plus, si le tout est dimensionné en fonction du scénario limite décrit précédemment, le coût d un ensemble de cellules de charge s élève à plusieurs milliers de dollars. Cette avenue a donc été mise de côté en raison de sa complexité d utilisation, de sa fragilité et de son coût élevé. Figure 3.4 : Cellule de charge Omega DLC101 8

17 Figure 3.5 : Appareil GRAPHTEC GL Cylindre hydraulique Afin de pallier certaines difficultés reliées aux cellules de charge, l utilisation d un cylindre hydraulique relié à un manomètre digital a été considérée. En effet, lorsqu un tel cylindre reçoit un impact, un pic de pression est créé. Il aurait donc été possible d enregistrer ces pics à l aide d un manomètre suffisamment précis et rapide pour effectuer un comparatif entre deux marteaux ; un degré de précision similaire à celui obtenu avec des cellules piézoélectriques peut ainsi être atteint. D ailleurs, des essais réalisés avec cette méthode à l UQAC dans le cadre d un projet de fin d études (projet # ) ont permis d obtenir des résultats satisfaisants. Le principal avantage d un tel montage, outre sa capacité à supporter des charges très élevées, est sa flexibilité : en sélectionnant les bonnes dimensions de cylindre et le fluide approprié, il est possible de modifier substantiellement la réponse du système. 9

18 Mais cette flexibilité rend justement la réponse difficile à calculer. Beaucoup de facteurs tels que les pertes par friction et par échauffement dans le cylindre haute pression choisi, la déformation des composantes internes ou bien encore la compressibilité du fluide peuvent influencer la dynamique de l ensemble [5,6]. Plusieurs essais auraient donc été nécessaires afin de calibrer le tout, avec en prime la nécessité de recourir aux services d un sous-traitant spécialisé en hydraulique. De plus, les manomètres digitaux les plus précis disponibles à faible coût sur le marché ont une vitesse d acquisition de 100 Hz [1]. Cela est insuffisant et la problématique à ce niveau est la même qu avec les cellules de charge. Puisque trop d inconnues subsistent quant au dimensionnement approprié d un tel système, cette option a elle aussi été mise de côté Pointe instrumentée L utilisation d une pointe instrumentée ne constituait pas en soi une solution adaptée aux besoins du promoteur ; il s agissait en fait d une étape intermédiaire permettant d avoir une idée plus juste des forces en jeu. Grâce à la contribution de l usine Grande-Baie et aux services de M. Yannick Gagnon, il a été possible d amener la pointe instrumentée mentionnée à la section 3.1 à l usine. Elle a été installée sur un marteau remonté à neuf et connectée à un système d acquisition ayant une fréquence de lecture de 100 Hz. Afin de vérifier si ce dernier pouvait détecter les effets d un impact, la pointe a été frappée à cinq reprises avec une petite masse. Ce petit test a été concluant, comme on peut le voir à la figure suivante : 10

19 Figure 3.6 : Simulation d'impacts en laboratoire Le but de l essai était de mesurer la déformation de la pointe sous l effet des impacts du marteau ; puisque les propriétés de la pointe sont connues, il aurait été aisé d obtenir la force. Malheureusement, cette séance d essais n a pas été couronnée de succès. Le système d acquisition de données n a pas pu enregistrer les pics de déformation reliés aux impacts, fort probablement en raison de sa vitesse de lecture trop lente. De plus, une jauge a été endommagée lors du deuxième essai, rendant impossible toute autre tentative (voir la figure 3.9). Néanmoins, cela a permis de valider l estimation qui avait été faite de la force développée par le cylindre avance-piqueur : elle avait été estimée à environ 8,87 kn (2000 lbs) et une lecture d environ 8,45 kn (1900 lbs) a été obtenue. 11

20 Figure Montage pour l'essai en usine 12

21 Figure 3.8 : Essai en usine Bris de la jauge Figure 3.9 : Jauge endommagée 13

22 Cartouche déformable L outil de mesure le plus simple et le plus efficace semble être à prime abord un échantillon déformable. En effectuant un essai destructif avec une pièce aux dimensions et aux propriétés standardisées, il est possible de mesurer la déformation de cette pièce et de comparer un marteau piqueur donné avec un marteau étalon. Les avantages de cette méthode sont sa simplicité d emploi, son faible coût et l absence d entretien. Également, un essai de ce type peut être réalisé directement dans les salles de cuves, ce qui n est pas le cas avec des instruments électroniques en raison des champs magnétiques intenses. Toutefois, la répétabilité de la procédure de test devait être validée et bien évidemment, il n est pas possible d obtenir autant d information qu avec des cellules de charge. Bien qu attrayante, cette approche avait été écartée assez tôt dans le processus par le promoteur, ce dernier préférant utiliser une méthode non destructive. Cependant, après l analyse des autres méthodes, l utilisation d une cartouche déformable a refait surface et a finalement été retenue afin de résoudre la problématique. 3.3 Recherche bibliographique Les premières recherches effectuées consistaient à trouver et identifier quels types d équipements pouvaient être utilisés selon la méthode de test choisie malgré le peu de paramètres connus. Ainsi, de nombreux sites internet de fabricants et de distributeurs d équipements industriels durent être consultés en plus d un représentant de systèmes asservis. Une communication téléphonique a aussi été effectuée avec un représentant et un ingénieur chez Wainbee, une entreprise spécialisée en conception et distribution de systèmes hydrauliques, en vue de l utilisation d équipements hydrauliques. Toujours dans l optique d une solution hydraulique, une importante consultation de documents expliquant les principes de l hydraulique industrielle a eu lieu. De plus, outre Mme. Lyne St-Georges, conseillère attitrée au projet et professeure au département des sciences appliquées, quelques personnes comme M. Daniel Marceau et M. Gilles Bouchard ont été brièvement consultées. Lorsque l avenue du système de lecture de déformation de la pointerolle avec des jauges de déformation fut choisie pour effectuer des tests préliminaires, plusieurs rencontres ont eu lieu auprès de M. Yannick Gagnon, technicien de laboratoire mécanique de l UQAC, afin de déterminer la méthode de test appropriée en usine et en laboratoire. Après les tests effectués en laboratoire, le site internet MATWEB fut visité pour faire une hypothèse sur le matériau de fabrication de la pointerolle. 14

23 Après l échec de l utilisation des jauges de déformation, une recherche bibliographique sur le forgeage fut effectuée afin de déterminer la faisabilité et les paramètres d un test destructif avec une pointe déformable. Cette recherche a été effectuée avec «l outil de découverte» de la bibliothèque de l UQAC. De plus, divers ouvrages ont été proposés ou prêtés par Mme. St-Georges ou par les autres personnes consultées. Une fois le prototype fabriqué, quelques ouvrages traitant des principes de traitements thermiques ont été examiné afin d améliorer les propriétés mécaniques de certaines zones de ce dernier. 15

24 4 Conception du prototype 4.1 Dimensionnement de l échantillon déformable Le dimensionnement approprié de l échantillon fut une étape cruciale du projet, puisqu il s agit de la pièce permettant de mesurer la force d impact. Certaines caractéristiques précises étaient recherchées, entre autres : un coût de fabrication minimal, une résistance au flambage et une déformation adéquate. Pour ce faire, il a fallu choisir une géométrie appropriée et un matériau optimal. 4.2 Choix de la géométrie de l échantillon Étant donné que l échantillon placé au bout de la matrice de forgeage est destiné à être déformé plastiquement en compression, il a fallu choisir une géométrie répondant à plusieurs critères. La configuration retenue devait autoriser un grand déplacement axial, tout en limitant les déformations dans les autres axes. En effet, par souci de simplicité, il est préférable que le mécanicien responsable de l essai n ait qu à mesurer une seule dimension. De plus, comme une grande déformation est souhaitée, il faut à tout prix éviter le flambage de l échantillon. Un autre critère important était la simplicité d usinage, puisque cela influence directement le prix d un échantillon. La géométrie répondant le mieux à ces critères est un cylindre : en situant le ratio hauteur/diamètre entre 0.5 et 1.25, on élimine les risques de flambage, tout en minimisant la friction entre la base de l échantillon et la surface d impact [12]. L usinage d un échantillon cylindrique est extrêmement simple, une seule coupe à la longueur voulue dans une barre extrudée suivie d un surfaçage sont nécessaire. Également, les deux faces planes d un cylindre demeurent parallèles lors d une compression, ce qui simplifie la mesure de l échantillon déformé. 16

25 4.3 Choix du matériau de l échantillon Puisqu une grande déformation plastique est souhaitée, le matériau employé doit être assez ductile et doit posséder une limite élastique assez basse. Comme une forme cylindrique avait été retenue, il restait à trouver un matériau disponible couramment en barres extrudées, afin de faciliter l achat d échantillons et de minimiser leur coût. Initialement, la recherche s est concentrée sur l aluminium, étant donné que ce dernier est généralement facile à mettre en forme. À cet effet, un aluminium de série 1000 aurait été idéal, par exemple du 1100-H12. Cet alliage possède une limite élastique très basse (103 MPa) et une élongation à la rupture de 25% [5]. Malheureusement, ce genre d alliage n est pas facile à trouver chez les détaillants de métaux, probablement en raison de ses usages limités. Le seul alliage d aluminium disponible en barres extrudées en région est le 6061-T6. Comme sa désignation l indique, c est un matériau qui a subit un traitement thermique. Cela amène des propriétés mécaniques qui ne sont pas souhaitables pour l application courante : la limite élastique (276 MPa) est assez proche de la limite ultime (310 MPa), ce qui semble indiquer un comportement fragile. De plus, après avoir observé des tubes de 6061-T6 ayant subies des essais de compressions au laboratoire de mécanique, il a été constaté que ce matériau tend à fissurer rapidement lorsqu il est déformé en compression. Par conséquent, l aluminium a été rayé de la liste des choix possibles. À partir de ce moment, l acier s est imposé comme solution. L alliage 1018 laminé à chaud est couramment disponible chez les fournisseurs, il est moins dispendieux que l aluminium 6061-T6 et sa limite élastique est plus basse (205 MPa). De plus, l écart entre cette dernière et la limite ultime (380 MPa) est significatif. Cependant, sa dureté plus élevée (63HRb [5]), ce qui pouvait amener un risque d endommager la matrice si celle-ci n était pas assez dure. C est d ailleurs pourquoi la matrice a subit un traitement thermique dans la zone soumis à de grandes contraintes. En ce qui concerne le diamètre exact de l échantillon, plusieurs approximations ont du être faites. En effet, comme mentionné précédemment, le comportement d un matériau comme l acier change énormément lorsqu il est soumis à un chargement dynamique. De plus, il est difficile d estimer 17

26 quelle proportion de l énergie d impact contribue réellement à la déformation de l échantillon, puisqu il y a des pertes dues à l échauffement, à la friction avec la surface d impact et une certaine partie de l énergie est absorbée par les différentes structures autour de la pointe du marteau. Par conséquent, un chargement statique plus ou moins équivalent a été utilisé afin d approximer la déformation maximale que pourra subir l échantillon déformable selon l énergie de déformation de 120 joules. 4.4 Essais sur l échantillon Afin de valider le comportement du prototype d échantillon, quelques essais de compressions ont été réalisés sur la presse Tinius-Olsen du laboratoire de mécanique. Il fallait notamment vérifier si une certaine constance était présente dans les résultats obtenus. Trois tests différents ont été réalisés deux fois chacun ; dans tous les cas, la charge maximale de la presse a été appliquée, soit 534kN (120000lbf). Le premier test (essai 1 et 2) consistait en un chargement statique à vitesse constante. Le deuxième (essai 3 et 4) était un chargement statique avec arrêts à certaines valeurs, afin de mesure l augmentation de diamètre de l échantillon près de la tête de presse. Le dernier test (essai 5 et 6) était un chargement par plateaux, le but étant de voir les effets de l écrouissage du matériau sur sa limite élastique. Voici les tracés force/déformation et les échantillons déformés : 18

27 Force [lbf] y = 3E+06x 3-2E+06x x R² = Déformation [po] Figure 4.1 : Premier essai de compression (chargement à vitesse constante) Force [lbf] y = 3E+06x 3-3E+06x x R² = Déformation [po] Figure 4.2 : Deuxième essai de compression 19

28 Force [lbf] Déformation [po] Figure 4.3 : Troisième essai de compression Force [lbf] Déformation [po] Figure 4.4 : Quatrième essai de compression 20

29 Force [lbf] Déformation [po] Figure 4.5 : Cinquième essai de compression Force [lbf] Déformation [po] Figure 4.6 : Sixième essai de compression 21

30 Figure 4.7 : Échantillons déformés Figure 4.8: Graphique expliquant la détermination de la déformation maximale 22

31 À partir des tests en compression, la pente de la zone élastique a été déduite. Cette équation, combinée à l énergie d impact d un marteau, permet de déduire la déformation maximale que pourra subir un échantillon de ce type. Sur la figure 4.8, l aire du triangle montre l énergie d impact élastique lorsque toute l énergie du marteau est amenée à combattre la zone élastique. La déformation de l échantillon est alors maximale. En combinant éq.1 et éq.2 : = Force maximale appliquée En appliquant cette valeur à l équation de la zone de déformation plastique déduite à partir des graphiques, on trouve la déformation maximale avant déchargement : On trouve la valeur après déchargement : Donc, suivant le modèle statique, la fin des déformations plastiques est atteinte lorsque l énergie du marteau piqueur produit uniquement une déformation élastique. Ainsi, l échantillon déformable testé en laboratoire pourra subir une déformation plastique maximale de 11.11mm avec une énergie d impact de 120 joules. 23

32 Tableau 4.1 : Comparatif des essais Essai Charge maximale [lbf] Déformation longitudinale [po] Diamètre initial [po] Diamètre final [po] ,4449 0,998 1, ,4331 0,999 1, ,4311 0,996 1, ,4431 0,997 1, ,4261 0,999 1, ,4293 0,998 1,136 À partir du tableau 2, il est possible de constater qu il y a une constance dans les résultats. Bien évidemment, tous les échantillons proviennent de la même barre, donc il ne devrait pas y avoir de variation significative de la composition de l acier. Le même constat devrait s appliquer même si les échantillons proviennent de fournisseurs différents ; l acier 1018 correspond à un certain standard industriel. Les figures 4.5 et 4.6 permettent de visualiser les effets de l écrouissage du matériau. Le module de Young demeure bel et bien le même, peu importe la valeur de la limite élastique. 4.5 Choix du matériau de fabrication du réceptacle Afin de maintenir en place l échantillon déformable lors d une évaluation de la puissance d un marteau, ce dernier sera en parti insérer dans un réceptacle Paramètres Lors du choix de matériau en vue de la fabrication du réceptacle, plusieurs points furent à respecter : 1- Propriétés mécaniques meilleures que le matériel à déformer pour éviter la déformation du prototype ; 2- Résistance à la fatigue pour une longue durée de vie ; 3- Coûts du matériel bas et bonne disponibilité ; 4- Bonne usinabilité. 24

33 Avant de faire des recherches approfondies sur les différents matériaux disponibles sur le marché, une vérification a été faite sur les stocks de l atelier d usinage de l UQAC. Une tige cylindrique de 5,5 po de diamètre en acier a ainsi été sélectionnée. Son diamètre correspond aux proportions envisagées du prototype. Malgré sa provenance inconnue, il a été supposé qu il s agissait d acier au carbone 1040 (acier non-allié contenant 0,40% de carbone). Pour confirmer cet hypothèse, des essaies sommaires de dureté, de réponse à la trempe et d usinabilité ont été effectués. Un morceau de la tige a premièrement été coupé et usiné. La vitesse de coupe et l apparence des copeaux ont confirmé que le taux de carbone de l acier était plus élevé que l acier 1018 normalement usiné dans cet atelier. Cependant, la bonne usinabilité du matériau pousse à penser qu il n est pas très allié. En deuxième lieu, des essais de dureté de type Rockwell bille démontrant une dureté variant de 90 à 93 HRb furent effectuées. Ces résultats se rapprochent assez des données recueillies sur le site de propriétés des matériaux MATWEB, c est-à-dire 80 HRb (acier 1040 cold roll). Par la suite, l échantillon a été trempé afin de vérifier sa teneur en carbone. Ce dernier fut trempé à l eau après avoir été chauffé au chalumeau à la température approximative d austénisation (couleur orangé-jaune). Une augmentation importante de la dureté fut ainsi observée (variant de 55 à 65 HRc). Le tableau ci-dessous exprime le taux de carbone en fonction de la dureté maximale après une trempe rapide [16] indique que l échantillon contiendrait environ 0,45% de carbone, tout en négligeant les alliages potentiels. 25

34 Figure 1.9 : Dureté maximale après trempe selon le taux de carbone Même si ce pourcentage est approximatif, il donne une bonne indication des propriétés mécaniques potentielles et de la marche à suivre pour les traitements thermiques du prototype une fois usiné. De plus selon la corrélation ci-dessous [10], la limite ultime est passée de 662Mpa (pour une dureté de 90HRb) à 2253Mpa (pour une dureté de 60HRc). Même si la valeur de 2253Mpa est irréaliste, elle pousse à croire que la limite ultime a été nettement améliorée. Étant donné que les propriétés mécaniques après trempe de la tige sont nettement supérieures à celles du métal à déformer (dureté et limite ultime), le matériel du rond en question a été jugé adéquat. De plus, le coût d acquisition est nul. Malgré l incertitude de sa composition, le matériau contient un bon taux de carbone car il répond bien au traitement thermique et semble faiblement allié, ce qui permet de ne pas prendre compte des différents alliages potentiellement présents dans sa microstructure. 26

35 Tableau 4.2 : Propriétés du métal à déformer versus le matériau du rond 5.5po Propriétés mécaniques (cold roll) 1040 (après trempe) Dureté 66 HRb* 80 HRb* 60 HRc (moy.) (80 HRb réel) (93 HRb réel) Limite élastique 220 Mpa* 450 Mpa* Inconnu Limite ultime 400 Mpa* 515 Mpa* 2253 Mpa (théor.) *tiré du site internet MATWEB Il est à noter que la possibilité d effectuer des études de caractérisation à l aide d appareils a été envisagée mais rejetée. Il est très difficile de quantifier les éléments d un échantillon à l aide d un microscope optique. Cet appareil permet surtout d observer les différentes phases du matériau. La faible quantité de carbone ou d alliages présente dans le matériau ne permet pas leur identification grâce aux rayons X tandis que le microscope électronique à balayage du CURAL n était pas disponible rapidement. 4.6 Traitement thermique du prototype Choix du traitement thermique Il a été supposé que les propriétés du matériau avant traitement thermique utilisé pour la fabrication du prototype ne sont pas assez élevées pour s opposer aux forces amenées par la déformation de l échantillon déformable lors des essais à venir. Une amélioration des propriétés mécaniques dans les zones soutenant l échantillon de façon radiale est donc indispensable au bon fonctionnement du prototype. Cependant, le reste de l ensemble n est pas obligé d être aussi rigide puisqu il ne sera pas soumis à de grandes forces, c est la pointe d impact qui subira en grande partie les contraintes lors de l essai. Les zones à risques ont pu être déterminées par une simulation sur SolidWorks. Une gradation des déformations possibles est présentée à la figure suivante. 27

36 Figure 4.10 : Simulation du prototype sur SolidWorks Différents traitements thermiques de surfaces peuvent permettre une telle amélioration localisée, comme la nitruration, la cémentation et la trempe superficielle. Les deux premiers ne permettent qu une amélioration de la dureté sur une profondeur de moins de 1mm, ce qui est insuffisant, tandis que la trempe superficielle peut être appliquée sur une épaisseur très variable. L incertitude sur la composition réelle du métal utilisé rend difficile la réalisation d une trempe bainitique (trempe qui permet et une bonne dureté et une grande ténacité) car celle-ci doit s effectuer en plusieurs étapes déterminées par la courbe TTT propre à chaque alliage. La trempe martensitique précédée d un chauffage au chalumeau semble donc être la solution la plus simple. Suivi d un revenu, cette trempe permet presque d atteindre les propriétés mécaniques d une trempe bainitique et donne les propriétés recherchées pour le prototype. De plus, les essais préliminaires ont démontré la réaction positive du matériau à ce type de traitement. 28

37 4.6.2 Description du traitement Le chauffage au chalumeau permet de modifier les propriétés mécaniques sur des zones spécifiques. Suivi d une trempe, il crée un durcissement à l endroit chauffé mais provoque aussi des effets indésirables comme une augmentation de la fragilité du matériau (augmentation des contraintes internes dans le matériau). C est pour cette raison qu'après la trempe martensitique, on effectue toujours un revenu (au minimum un revenu de détente aux environs de 200 C). Outre la température de chauffage et de revenu, plusieurs variables influencent la qualité et les propriétés mécaniques de l acier lors de ce traitement. Une décarburation et une formation de calamine peut se produire lorsque l acier est chauffé ou refroidi à l air. Pour éviter les problèmes de décarburation lors du refroidissement et atteindre une bonne dureté, le choix du liquide de refroidissement est important Chauffage Lorsqu un acier est chauffé au dessus de 715 C, une partie de la perlite (ferrite + cémentite) commence à se transformer en austénite (constituant assez doux pouvant dissoudre davantage de carbone), on appel ce phénomène la phase d austénisation. Lorsque ce constituant est refroidi tranquillement, il se retransforme en ferrite et cémentite. Cependant, quand elle est refroidie très rapidement, l austénite se transforme en martensite, un constituant très dur et fragile. Si le taux de carbone dans la pièce est suffisant, il y a alors un gain de dureté important. Afin de permettre une dissolution optimale du carbone dans l austénite et ainsi obtenir une phase martensitique uniforme après la trempe, l acier doit en général être chauffé jusqu à 915 C pendant 25 secondes [16] Figure 4.11 : Courbe montrant le temps nécessaire au développement de l austénite à partir de la perlite (À partir des observations de Vella, [16] 29

38 Ainsi, la zone à tremper a été chauffée à la torche oxyacétylène pendant un temps dépassant les 25 secondes après l obtention d une couleur orangé pâle (environ 900 C à 950 C) sur une profondeur approximative de 12 mm. Ce moyen de chauffage a été choisi pour sa simplicité et son accessibilité, malgré le risque de décarburation de la surface sur une mince profondeur Trempe martensitique La transformation martensitique est provoquée par le refroidissement rapide de l austénite. Le carbone qui était soluble à haute température ne l est plus lorsque la température diminue. Cependant, à cause du refroidissement rapide du matériau, le carbone demeure emprisonné dans la nouvelle structure amenée par la transformation de l austénite en ferrite. La présence des gros atomes de carbone provoque alors des distorsions dans le réseau cubique de la ferrite. Cette phase, appelée martensite, contient alors de nombreuses dislocations qui amènent une grande dureté en fonction du nombre d atomes de carbone. Lorsqu un acier est trempé dans l eau à température pièce (taux de refroidissement de 1793 C/seconde pour bille ronde de 4mm de diamètre), le taux de martensite varie de presque 100% en surface à 50% au le point le plus éloigné de la surface de trempe [16]. Les tests préliminaires ont démontrés que la dureté de notre tige de 5,5po peut atteindre 65HRc lors d une trempe à l eau, ce qui est assez élevé. Les résultats de la trempe varient beaucoup selon le liquide ou le gaz de trempe. Dans notre cas, il a été convenu que la trempe à l eau (température pièce) convenait. Le taux de refroidissement de l acier dans l eau est assez rapide et l utilisation d un autre liquide comme l huile aurait nécessité des tests supplémentaires en plus de diminuer la dureté obtenue Revenu La trempe martensitique amène une grande fragilité dans le matériau. Dans notre cas, l exposition de la section trempée à de grandes forces cycliques lors des multiples impacts peut provoquer la propagation des fissures et ainsi causer un bris dans la pièce. Cette fragilité peut être diminuée à l aide d un revenu qui s accompagne d une augmentation de la ténacité. Au cours de cette opération, une portion du carbone est rejetée par la martensite qui se transforme alors en ferrite et 30

39 cémentite. Une diminution de la dureté est aussi observée. Afin d obtenir une ténacité optimale tout en conservant la plus grande dureté possible, le revenu des mâchoires trempées du prototype est effectué à 200 C durant une heure, après l atteinte de la température voulue (les mâchoires suivent la monté de température du four). Par la suite, les mâchoires sont refroidies à l air. Un revenu effectué entre 250 C et 400 C provoque une diminution de la ténacité (l austénite restante se transforme en bainite) tandis qu un revenu au-delà de 400 C diminue de façon trop importante la dureté obtenue lors de la trempe (précipitation du carbone). Le tableau suivant montre la capacité à absorber un impact (ténacité) en fonction de la température de revenu d un acier trempé. Figure 4.12 : Absorption d énergie avant impact en fonction de la température de revenu d un acier trempé [16] La figure 25 montre la diminution de la dureté en fonction de la température. Ainsi, avec leur revenu à 200 C, les pièces trempées passeront théoriquement de 55-60HRc à 50-55HRc sur la surface de trempe immédiate pour diminuer en profondeur. 31

40 Figure 4.13 : Dureté en fonction de la température de revenu [16] Les mesures prises après le traitement montrent une dureté de 56HRc en surface qui diminue jusqu à 42 HRc à 1/2po vers le cœur de la zone trempée. Ces valeurs représentent bien les valeurs prédites. Aucune mesure n a été prise entre la trempe et le revenu puisque les pièces ont été placées au four immédiatement après la trempe pour une meilleure prévision des résultats. 4.7 Facilité d utilisation Un des critères de conception récurrents dans ce projet est l atteinte d un coût minimal pour l outil, tant pour la fabrication que pour l opération. À cet effet, plus l appareil est facile à utiliser, plus il réduit les coûts de main d œuvre. Il était donc primordial que l outil soit facile à installer sur les marteaux. De plus, l insertion et le retrait des échantillons devaient être aussi aisés que possible. Dans sa configuration actuelle, il suffit de retirer la pointe "opérationnelle" d un marteau pour insérer l appareil de mesure, puisque la pointe "outil" est attachée en permanence aux mâchoires. Cela s effectue en moins de 20 secondes. Il n y a qu une goupille à tirer. Pour insérer un échantillon, il faut simplement le glisser à l emplacement prévu, puis serrer les deux boulons inférieurs en appliquant un couple de 163 N*m (120 lbs*pi). Une fois l essai effectué, il n y a qu à retirer ces boulons et à mesurer la hauteur de l échantillon. 32

41 4.8 Essai du prototype en laboratoire Afin de vérifier si le prototype se comporte correctement lorsqu un échantillon se déforme, trois essais devaient être réalisés sur la presse Tinius-Olsen du laboratoire de mécanique. Ces essais consistait simplement en la compression d un échantillon, jusqu à l application d une charge d environ 534kN (120000lbf). Les paramètres surveillés étaient l étirement des boulons inférieurs, la forme de l échantillon déformé et l intégrité de la zone ayant subit un traitement thermique. Malheureusement, le premier essai a été interrompu en raison d une difficulté technique avec la presse. Comme seulement trois échantillons avaient été machinés et que la période de disponibilité de la presse était limitée, il n a pas été possible de le reprendre. Figure 4.14 : Prototype sur la presse 33

42 Figure 4.15 : Échantillon déformé Tableau 1.3 : Déformations mesurées sur le prototype Essai Étirement du Déformation Étirement au Étirement du boulon gauche longitudinale de centre [po] boulon droit [po] [po] l échantillon [po] 1 0,022 0,017 0,023 0, ,017 0,019 0,017 0,472 Le précédent tableau présente l étirement des boulons après la déformation d un échantillon. Somme toute, l étirement des boulons n affecte pas significativement la forme de l échantillon déformé; il s agit d un critère important, car on désire que l énergie transmise par les impacts soit concentrée dans la cartouche déformable et non pas dans des déformations élastiques au sein de l outil. Il faut ici mentionner que ces essais ont été réalisés avec des boulons grade 8 ayant un diamètre de 0,500". Bien que l étirement de ces boulons n affecte pas les échantillons, il a un impact important sur le couple de serrage. En effet, lors du retrait des cartouches, il a fallu appliquer un couple supérieur à 305 N*m (225 lbs*pi) pour parvenir à desserrer les boulons. Or, ces derniers ont un couple maximal admissible de 163 N*m (120 lbs*pi). Après le deuxième essai, un boulon a cédé lors du démontage de la 34

43 mâchoire, le couple appliqué étant trop élevé. Par conséquent, le diamètre des boulons inférieurs a été augmenté à 0,625", ce qui porte le couple maximal admissible à 237 N*m (175 lbs*pi). Comme l augmentation du diamètre entraîne une augmentation de 56% de l aire de section des boulons, la contrainte (et donc l étirement) sera réduite et le couple admissible ne devrait pas être dépassé. 4.9 Procédures de test et d optimisation en usine L échantillon de déformation de 1po a été jugé de taille suffisante après test en se basant sur l énergie d impact divulguée par Montabert, soit 120 joules. Le nombre d impacts nécessaire à la déformation plastique maximale amenée par le marteau demeure inconnu. Il aurait été possible de développer un programme Matlab permettant de calculer le nombre d impacts requis. Toutefois, après avoir consulté un spécialiste de la question (M. Yves Chiricota, professeur au DIM), il appert que le nombre d heures de programmation requises est démesuré par rapport au temps que prendraient des essais en usine. De plus, ce genre de programme ne pourrait prédire adéquatement le comportement dynamique du matériau. Des tests en usine seront donc nécessaires pour baliser les procédures d analyse de puissance des marteaux piqueurs. Le temps que devrait prendre un marteau de puissance optimale pour déformer de façon maximale l échantillon doit être déterminé. Cette évaluation permettra de décider de réduire ou d augmenter le diamètre de l échantillon si le temps de déformation maximal est jugé trop long ou trop court. Après l optimisation du diamètre de l échantillon, d autres tests seront nécessaires pour déterminer la déformation minimale que devra provoquer un marteau piqueur avant d être jugé inefficace. Un marteau moins efficace que le marteau étalon provoquera une déformation moindre et ce, peu importe si le temps d impact est plus long que le barème déterminé plus tôt. Bien évidemment, ceci est valide tant que l échantillon ne surchauffe pas ou ne dépasse pas son cycle de fatigue. Ce point ne pourra pas être dépassé puisque la puissance du marteau ne sera plus en mesure de combattre la zone de déformation élastique qui a été augmentée lors de l écrouissage. Ainsi, lorsque le temps barème est dépassé, l erreur due au temps d impact est jugé presque nulle. Cependant, cette hypothèse théorique est à confirmer en usine. Un autre facteur à évaluer est l influence de la vitesse de déformation. La figure ci-dessous montre que la contrainte nécessaire à une déformation augmente avec la vitesse de déformation. 35