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DuPont™ polymères techniques

Principes généraux de conception – Module I

® Marques déposées de E.I. du Pont de Nemours and CompanyDuPont™ et The miracles of science™ sont des marques de E.I. du Pont de Nemours and Company

DuPont polymères techniques – Principes généraux de conception
Table des matières1 Généralités Page
Définition des exigences de l’application........................ 3Liste de contrôle d’une étude de conception ................... 4Rôle des prototypes dans la conception........................... 5Simulations sur ordinateur............................................... 5Essais au cours de l’étude de conception......................... 6Etablissement de spécifications significatives................. 6

2 Moulage par injectionLe procédé et l’équipement ............................................. 7Guide des solutions aux problèmes de moulage.............. 8

3 Considérations relatives au moulageUniformité des parois ...................................................... 11Configurations ................................................................. 11Dépouilles et broches d’éjection...................................... 12Congés et arrondis ........................................................... 12Bossages .......................................................................... 13Nervures........................................................................... 13Trous et évidements......................................................... 13Filetages........................................................................... 15Contre-dépouilles............................................................. 16Inserts surmoulés ............................................................. 17Tolérances ........................................................................ 18Retrait et gauchissement.................................................. 19

4 Conception des structuresEfforts de courte durée..................................................... 21Matériaux isotropes ......................................................... 22Matériaux orthotropes...................................................... 23Autres types de sollicitations........................................... 23Efforts de longue durée.................................................... 24Nervures de renfort et raidisseurs.................................... 27Formules pour la conception des structures .................... 33

5 Exemples de conceptionUne nouvelle étude de la roue ......................................... 45Une nouvelle étude de sièges de chaises ......................... 48Châssis de brouette – une conception inédite.................. 48

6 Ressorts et film-charnièresConception d’un film-charnière....................................... 50

7 CoussinetsDureté et qualité superficielle de l’arbre ......................... 51Surface du coussinet ........................................................ 51Précision .......................................................................... 52Jeu des coussinets ............................................................ 53Lubrification .................................................................... 53Protection contre les salissures ........................................ 53Conditions thermiques..................................................... 54Calcul des coussinets ....................................................... 54Exemples de conceptions................................................. 56Indications relatives aux essais........................................ 57

8 EngrenagesConception des engrenages ............................................. 59Couple de blocage ........................................................... 61Proportions des engrenages ............................................. 61Limites de précision et de tolérance ................................ 63Jeu et distance entre centres............................................. 64Matériaux en contact ....................................................... 65Lubrification .................................................................... 66Essais de prototypes usinés.............................................. 66Engrenages hélicoïdaux................................................... 66Engrenages à vis sans fin................................................. 67Matériaux en contact ....................................................... 70Roue conique ................................................................... 70

8 Engrenages (suite) PageRayons des congés........................................................... 70Méthodes de fixation ....................................................... 70Quelques exemples de fonctions combinées ................... 71Quand employer le DELRIN® ou le ZYTEL®....................... 73

9 Techniques d’assemblage – catégorie IFixations mécaniques .................................................... 75Filetage en plastique ...................................................... 78Emmanchements à force................................................ 81Emboîtages élastiques.................................................... 83Assemblage moyeu-arbre .............................................. 87

10 Techniques d’assemblage – catégorie IISOUDAGE PAR ROTATION....................................... 91Principes de base ........................................................... 91Méthodes pratiques........................................................ 91Soudage par outil à pivot ............................................... 91Soudage par inertie ........................................................ 94Machines de soudage par inertie ................................... 96Gabarits de montage (dispositifs de fixation)................ 98Profils de joints.............................................................. 101Calcul des outils et machines de soudage par inertie .................................................... 102Détermination graphique des paramètres de soudage ... 103Contrôle de qualité des pièces soudées.......................... 104Soudage de joints doubles ............................................. 106Soudage de plastiques renforcés ou de nature dissemblable .................................................................. 107Soudage par rotation de plastiques souples et d’élastomères ............................................................. 107SOUDAGE PAR ULTRASONS.................................... 111Le procédé de soudage par ultrasons ............................. 111Matériel de soudage....................................................... 112Etude des pièces............................................................. 115Paramètres du soudage par ultrasons............................. 119Mode d’emploi du matériel ........................................... 120Performances du soudage .............................................. 121Autres techniques d’assemblage par ultrasons .............. 123Sécurité .......................................................................... 125SOUDAGE PAR VIBRATION ..................................... 126Principes de base ........................................................... 126Définition du centre de mouvement .............................. 126Dispositifs courants pour la production de vibrations ... 127Conditions de soudage................................................... 128Conception du joint ....................................................... 129Résultats d’essais sur le soudage angulaire des joints bout à bout ..................................................... 130Influence de la surface soudéesur la résistance du joint ................................................ 130Influence de la pression de soudage sur la résistance du joint ................................................ 130Exemples de conception ................................................ 131Comparaison avec les autres techniques de soudage..... 132Conception des pièces soudées par vibration ................ 133SOUDAGE À LA PLAQUE CHAUDE ....................... 135SOUDAGE AU LASER À TRANSMISSION ............. 138RIVETAGE.................................................................... 142

11 Usinage, coupe et finitionUsinage de l’HYTREL® ................................................... 145Usinage et coupe du DELRIN® ........................................ 147Finition du DELRIN® ....................................................... 148Recuit du DELRIN® ......................................................... 148Usinage et coupe du ZYTEL® .......................................... 149Finition du ZYTEL® ......................................................... 151Recuit du ZYTEL® ........................................................... 152

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1 – Généralités

IntroductionCe manuel est à utiliser en relation avec les résultats particu-liers des thermoplastiques techniques de DuPont de Nemours:résines acétal DELRIN®, polyamides ZYTEL® – y compris celles renforcées verre, les thermoplastiques techniques MINLON® et les polyesters thermoplastiques CRASTIN® (PBT)et RYNITE® (PET) Les ingénieurs d’études non familiarisésavec les plastiques doivent examiner attentivement les aspectsspécifiques des propriétés des plastiques, qui diffèrent de cellesdes métaux particulièrement en ce qui concerne l’influencedes conditions ambiantes sur les propriétés et celles descontraintes de longue durée.

Les chiffres relatifs aux propriétés des plastiques sont obtenusà partir d’essais physiques effectués en laboratoire; ils sontprésentés d’une manière analogue à celle des métaux. Leséprouvettes d’essais sont moulées dans des empreintes d’unpoli de surface élevé et dans les conditions optimales demoulage. Les mesures sont effectuées conformément auxspécifications de l’ASTM ou de l’ISO, sous des vitesses detraction, teneur en humidité, températures, etc. telles qu’ellessont prescrites. Les valeurs données sont indicatives. On devraadmettre que les pièces étudiées ne soient pas moulées oucontraintes exactement comme les éprouvettes:

• épaisseur et forme de la pièce.

• importance et durée de la contrainte.

• orientation de la fibre.

• lignes de soudures.

• défauts superficiels.

• paramètres de moulage, sont des facteurs qui influencent la résistance et la ténacité d’une pièce plastique.

L’ingénieur doit également disposer des informations relativesaux effets de la chaleur, de l’humitidé, de la lumière solaire,des agents chimiques et des contraintes.

Il est par conséquent essentiel, lors de la conception des piècesplastiques, d’analyser avec soin l’application, d’utiliser les informations existantes qui s’en approchent au plus près, de réaliser un prototype et de l’essayer dans les conditions de service.

Le coût finalement élevé d’une médiocre conception initialeen terme de temps, d’argent et de parts de marché est bienconnu. Le but de ce manuel de conception est précisément defournir aux bureaux d’études les informations indispensablesleur permettant de prendre correctement en compte l’influen-ce des conditions ambiantes, celles de la conception et desmodalités de l’utilisation. On aboutira ainsi, dans le minimumde temps, à une conception efficace et fonctionnelle de lapièce.

Ces informations permettent de concevoir des pièces dotéesd’un poids minimal, et parallèlement, d’un maximum de pos-sibilités pour le démontage et le recyclage, afin de réduirel’impact sur l’environnement.

Une conception adaptée réduit les coûts de mise en œuvre,d’assemblage et de démontage, ainsi que les déchets issus dela production sous forme de rebuts, de carottes et de canaux,et les déchets produits par le dispositif usagé. Pour cela, ilconvient d’éviter toute défaillance précoce du dispositif.

Définition des exigences de l’applicationL’étape la plus importante de la conception d’une pièce plas-tique est la définition correcte et complète des conditions am-biantes dans lesquelles cette pièce est appelée à fonctionner.Les propriétés des matières plastiques sont profondément mo-difiées par les changements de température, les produits chimi-ques et les contraintes mécaniques qui leur sont appliquées.Ces influences de l’environnement, qui doivent être définiesaussi bien pour le court terme que pour le long terme, dépen-dent naturellement de la nature de l’application. Le tempsd’exposition sous contraintes et aux conditions de l’environ-nement constitue un facteur primordial dans l’estimation despertes de propriétés éventuelles, et par conséquent des perfor-mances de la pièce. Si cette dernière doit être soumise à desvariations de température en cours de service, il n’est pas suf-fisant de définir la température maximale à laquelle elle serasoumise. La durée totale pendant laquelle la pièce sera expo-sée à cette température, au cours de la durée de vie prévuepour le dispositif dans lequel elle est intégrée, doit aussi êtrecalculée. Le même raisonnement s’applique aux contraintesrésultant de l’application d’une charge. Si la contrainte est appliquée de manière intermittente, le temps et la fréquence deson application sont très importants. Les matières plastiquessont sujettes au fluage sous l’influence d’une sollicitationmécanique, la vitesse de ce phénomène est accélérée parl’élévation de la température. Si la mise sous charge est inter-mittente, le plastique présentera une reprise élastique limitée,dont l’importance dépendra de la force de la contrainte appli-quée, de sa durée, des périodes pendant lesquelles la chargeest supprimée ou réduite et de la température régnant au coursde chacune de ces périodes.

L’effet des agents chimiques, des lubrifiants, etc. est tout autant dépendant de l’importance et de la durée de la contrainte.

Certains matériaux peuvent ne pas se trouver affectés par cesréactifs en l’absence de contrainte, mais se fissurer lorsqu’ilsy sont exposés sous contrainte pendant une certaine périodede temps. Les résines acétal DELRIN®, les résines polyamidesZYTEL®, les résines polyamides renforcées minéral MINLON®

et les résines de polyesters thermoplastiques RYNITE®, sontparticulièrement résistants à ce phénomène.

La liste de contrôle ci-après peut être utilisée comme guide.

® Marque déposée de E.I. du Pont de Nemours and Company

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Liste de contrôle d’une étude de conception

Désignation de la pièce

Société

Tirage no

Travail no

A. FONCTION DE LA PIÈCE

B. CONDITIONS DE FONCTIONNEMENT

Température de fonctionnement

Durée de vie en service (h)

Charge appliquée (N, couple, etc.décrite en détail au verso)

en charge

Durée d’application

hors charge

Autre (choc, secousse, blocage, etc.)

C. ENVIRONNEMENT Chimique Humidité

Temp. ambiante hors service Ensoleillement direct Indirect

Mesures de mise au rebut des déchets Déchets issus de la production

Déchets après utilisation

D. EXIGENCES DE LA CONCEPTION

Coefficient de sécurité Gauchissement/affaissement max

Tolérances Méthode d’assemblage

Finition/décoration Homologation (organisme/code)

Démontage après la durée de service Possibilité de recyclage

E. ESSAI DE FONCTIONNEMENT – S’il existe une spécification de fonctionnement pour la pièce ou le dispositif, en joindre un exemplaire, sinon, décrire toute condition connue non mentionnée ci-dessus

F. HOMOLOGATION Réglementation Classification

Contact avec les aliments, automobile, usage militaire, aérospatiale, électricité

G. AUTRES

Décrire ici et au verso, toute information complémentaire susceptible de faciliter la compréhension du rôle dela pièce, d’éclairer les conditions dans lesquelles elle doit fonctionner, les contraintes mécaniques et d’environnementainsi que les mauvais traitements qu’elle doit supporter, et ajouter tous commentaires susceptibles de clarifier les informations précédentes.

NORMALES MAX. MIN.

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Rôle des prototypes dans la conceptionIl est habituellement nécessaire, pour que la conception d’unepièce devienne une réalité commerciale, de construire despièces prototypes destinées aux essais et aux modificationsultérieures. La meilleure méthode de fabrication de prototypesconsiste à reproduire aussi fidèlement que possible le procédéselon lequel seront réalisées les pièces commercialisées. La plupart des pièces en plastiques techniques sont produitesindustriellement selon le procédé du moulage par injection.Les prototypes seront alors fabriqués à partir d’un mouled’essai comportant une empreinte, ou à partir d’une empreinted’essai montée sur le bâti du moule de production. Les raisonsde cette procédure sont évidentes, il est important qu’ellessoient clairement comprises. Dans les commentaires qui vontsuivre les différentes méthodes de fabrication de prototypesseront décrites, ainsi que leurs avantages et leurs inconvénients.

Usinage de barreaux et de plaquesCette méthode n’est habituellement utilisée que lorsque l’étudede conception est très préliminaire, qu’un petit nombre deprototypes suffit, et que la géométrie de la pièce est relative-ment simple. L’usinage de formes complexes, en particulier si plusieurs prototypes sont nécessaires, peut s’avérer très coûteux. Les pièces ainsi usinées peuvent être employéespour faciliter la mise au point d’un dessin plus assuré, oumême pour des essais limités, mais jamais pour l’évaluationfinale précédent la commercialisation. Ces faits sont étayéspar les raisons suivantes:– Les valeurs des propriétés telles que la résistance mécanique,

la ténacité et l’allongement peuvent se révéler plus faiblesque celles de pièces moulées, du fait des marques laisséespar l’outil sur la pièce échantillon.

– Les caractéristiques de résistance et de rigidité peuvent êtreplus fortes que celles des pièces moulées, en raison du tauxde cristallinité plus élevé rencontré dans les barreaux et lesplaques.

– Dans le cas des résines renforcées de fibres, l’influence im-portante de l’orientation de celles-ci peut être entièrementfallacieuse.

– Les caractéristiques de surface, telles que les marques desbroches d’éjection, celles de point d’injection et le caractè-re amorphe de la structure superficielle des pièces moulées,n’existent pas dans les pièces usinées.

– L’effet des lignes de soudure et des lignes de festons sur lespièces moulées ne peut pas être étudié.

– La stabilité dimensionnelle peut être trompeuse étant donnéles fortes différences existant entre les contraintes internespossibles.

– Les vides couramment rencontrés au cœur des barreaux etdes plaques peuvent réduire la résistance de la pièce. Demême, l’influence des vides parfois présents dans les sec-tions épaisses d’une pièce moulée, ne peut pas être évaluée.Il n’y a qu’un choix limité de résines disponibles sous formede barreaux ou de plaques.

Outillage de coulée sous pressionSi l’on dispose d’un outillage de coulée sous pression, il estsouvent possible de le modifier pour le moulage de prototypespar injection. Un tel matériel peut remplacer un moule proto-

type et fournir, aux moindres coûts, un certain nombre de piè-ces pour les essais préliminaires. L’emploi de cette méthodeest toutefois limité car ce moule a été conçu pour les métauxcoulés sous pression, et non pas pour les plastiques. Les paroiset les nervures ne sont pas adaptées, les seuils sont habituelle-ment surdimensionnés, leur emplacement mal disposé pour lemoulage des plastiques, enfin le moule n’est pas équipé pourle refroidissement des pièces plastiques. L’essai de ces piècesmoulées par l’injection du matériau choisi devra toujours pré-céder la commercialisation.

Outillage prototypeLes moules prototypes réalisés en matériaux faciles à usiner,ou à bon marché, tels que l’aluminium, le bronze, le cayempeuvent produire des pièces utilisables pour les prototypes quine sont pas appelés à fonctionner réellement. Les conditionscorrectes de moulage exigées par le produit et par la géomé-trie de la pièce n’étant pas utilisées dans la plupart des cas (en particulier la température du moule et la pression), de telsmoules peu coûteux ne peuvent pas produire de pièces sus-ceptibles d’être évaluées dans les conditions opérationnelles.

Outillage de pré-sérieLa meilleure approche pour la conception de pièces de préci-sion est la construction d’un outillage de pré-série en acier. Il peut s’agir d’un moule à empreinte unique, ou d’une seuleempreinte disposée dans le bâti d’un moule multi-empreintes.Cette empreinte aura un fini d’usinage mais elle ne sera pastrempée; ainsi quelques modifications seront encore possibles.Elle sera équipée d’un système de refroidissement identique àcelui du moule de production, afin que soient étudiés tous lesproblèmes liés aux déformations et au retrait. Muni de brochesd’éjection convenables, le moule peut fonctionner selon descycles identiques à ceux d’une ligne de production. Il estalors possible d’établir la durée du temps de cycle. Plus im-portant encore, ces pièces peuvent être soumises aux essaisde résistance mécanique de choc, d’abrasion ou de mesure des autres propriétés physiques, aussi bien qu’à des essais desimulation dans les conditions réelles d’utilisation.

Simulations sur ordinateurIl est souvent possible de réduire considérablement le coût de création des prototypes en procédant à des simulations surordinateur. Une modélisation informatique étant déjà néces-saire pour le découpage, les modèles ainsi produits peuventêtre employés pour la conception de modèles d’éléments finis,pouvant à leur tour être servir à : – La simulation du processus de moulage par injection, four-

nissant des informations sur les besoins en termes de pres-sion d’injection, de force de fermeture, de températures defusion dans la cavité, d’emplacement des lignes de soudure,d’évents et autres,

– La simulation du comportement de la pièce lié aux chargesmécaniques, fournissant des informations sur les déforma-tions de la pièce et les contraintes qui s’y exercent.

Les essais de simulation sont d’autant plus intéressants qu’ilssont réalisés à un stade précoce du processus de conception etpermettent d’éviter les erreurs coûteuses et inutiles et de limi-ter à un minimum le nombre de prototypes requis.

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Essais au cours de l’étude de conceptionToute étude de conception doit être soigneusement soumiseaux essais quand elle se trouve encore au stade du développe-ment. Une détection précoce des défectuosités ou des hypo-thèses erronées économisera du temps, du travail et du produit.

– L’essai dans les conditions réelles d’utilisation est, pour lespièces prototypes, le meilleur. Toutes les exigences du fonc-tionnement sont présentes, il est alors possible de faire uneévaluation complète de la conception.

– Les essais de simulation des conditions de service sont réalisables. La valeur de ces essais dépend de l’exactitudeavec laquelle les modalités d’utilisation ont été reproduites.Une pièce de moteur d’automobile, par exemple, peut êtresoumise à des essais de température, de vibrations, et derésistance aux hydrocarbures. Une garniture de bagagepeut subir des essais d’abrasion et de choc. Un composantélectronique sera évalué sous l’aspect de l’isolation thermi-que et électrique.

– Les essais sur le terrain sont indispensables. Cependant,lorsque ceux-ci sont effectués à long terme pour évaluerl’influence importante du temps sur les pièces mises souscontrainte mécanique ou thermique, ils se révèlent quel-quefois impraticables ou très coûteux. Les programmesd’essais accélérés permettent la prévision des performan-ces, au moyen d’essais «sévères» à court terme, mais laprudence est nécessaire. La relation existant entre le longterme et le court terme accéléré n’est pas toujours connue.Votre représentant DuPont de Nemours devra être consultési vous envisagez des essais accélérés.

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Etablissement de spécifications significativesUne spécification est destinée à satisfaire des exigences fonc-tionnelles, esthétiques et économiques par la maîtrise des variations du produit final. La pièce doit être conforme à unensemble de critères de qualité prescrits dans les spécifica-tions.

Les spécifications établies par le bureau d’études compren-dront notamment:

– Nom de marque du produit, son grade et son nom généri-que (par ex. ZYTEL® 101, polyamide 66).

– Qualité de la finition de surface.

– Emplacement souhaité pour le plan de joint du moule.

– Limitations, relatives aux bavures.

– Types de point d’injection admissibles et emplacement deslignes de soudure (éloignés des points de contrainte criti-ques).

– Emplacements où la présence de vides n’est pas admissible.

– Déformations acceptables.

– Tolérances.

– Couleur.

– Considérations relatives à la décoration.

– Considérations relatives aux performances.

Des informations utiles complémentaires sont fournies dansla «Liste de contrôle d’une étude de conception» proposée enpage 4.

2 – Moulage par injection

Le procédé et l’équipementLa plupart des pièces en thermoplastique technique sont fabriquées selon le procédé de moulage par injection. Il estpar conséquent essentiel pour l’ingénieur d’étude de connaî-tre cette technique de moulage, de comprendre ses possibi-lités et ses limitations.

Le procédé est très simple dans son principe. Les résinesthermoplastiques telles que les acétals DELRIN®, les polyestersthermoplastiques CRASTIN® et RYNITE®, les polyamidesZYTEL®, livrées sous forme de granulés, sont séchées lorsquec’est nécessaire, fondues, injectées sous pression dans unmoule puis refroidies. Le moule est ensuite ouvert, les piècesenlevées, le moule refermé et le cycle est repris.

La figure 2.01 représente le schéma d’une presse à injection.

La figure 2.02 représente la section droite du cylindre deplastification et du moule.

La presse à injectionLes fonctions du système de plastification et d’injectionconsistent à fondre la matière plastique et à l’injecter dans le moule. La vitesse d’injection et la pression atteinte dans le moule sont contrôlées par le système hydraulique de lapresse. Les pressions d’injection varient de 35 à 140 MPa.Les températures de la matière s’échelonnent depuis appro-ximativement 215° C pour le DELRIN® jusqu’à environ 300° Cpour certains polyamides ZYTEL® et polyesters RYNITE® ren-forcés de fibre de verre.

Les précisions sur les conditions de mise en œuvre et lestechniques, ainsi que sur les matériaux pour la constructionde l’équipement destiné au moulage des thermoplastiquestechniques de DuPont de Nemours, se trouvent dans les Gui-des de Moulage consacrés aux résines acétal DELRIN®, auxthermoplastiques techniques MINLON®, aux polyesters thermoplastiques CRASTIN® et RYNITE® et aux polyamidesZYTEL®.

Le mouleLa conception du moule influence de manière décisive laqualité et l’économie de la pièce injectée. L’aspect de la pièce,sa résistance mécanique, sa ténacité, ses cotes, sa forme etson coût dépendent de la qualité du moule.

Feed Hopper

Mould MeltingCylinder

Fig. 2.01 Presse à injection

Trémie d’alimentation

Moule Cylindre deplastification

Les considérations essentielles à retenir dans le cas des thermoplastiques techniques sont les suivantes:

– Dessin approprié assurant la résistance nécessaire poursupporter les hautes pressions.

– Qualité correcte des matériaux de construction du moule,particulièrement dans le cas des résines renforcées.

– Dessin convenable des cheminements d’écoulement de la résine, pour son transfert vers la bonne localisation dans la pièce.

– Disposition suffisante d’évents, pour permettre l’évacua-tion de l’air en avant du front de matière pénétrant dans lemoule.

– Transfert thermique soigneusement calculé pour contrôlerle refroidissement et la solidification des pièces moulées.

– Ejection facile et uniforme des pièces moulées.

Lors de la conception d’une pièce on sera attentif à l’empla-cement du point d’injection et aux variations d’épaisseurs auretrait, à la déformation, au refroidissement, au fonctionne-ment des évents, etc. facteurs qui seront étudiés dans les cha-pitres suivants. Votre représentant DuPont de Nemours seraheureux de vous conseiller par des informations sur la miseen œuvre, ou des suggestions sur la conception des moules.

La durée totale du cycle de moulage peut varier de deux secondes à plusieurs minutes, et concerner un nombre depièces allant de l’unité à plusieurs dizaines, éjectées à chaqueouverture du moule. La rapidité du cycle de moulage peut setrouver restreinte par la capacité de transfert thermique dumoule, sauf lorsque le temps d’ouverture – fermeture – éjec-tion ou la capacité de plastification de la machine sont limités.

Résolution des problèmesAu cas où les pièces moulées ne seraient pas conformes aux spécifications, il convient d’en rechercher les raisons. Le tableau page 8 donne une liste de solutions élémentaires à des problèmes de moulage généraux.

Pour plus de détails, veuillez contacter le Service TechniqueDuPont.

MachinePlaten

MachinePlaten

PlastifyingCylinder

Mould

FeedHopper

Fig. 2.02 Cylindre de plastification et moule

Plateauxporte-moule

Trémied’alimentation

Cylindre de plastification

Plateauxporte-moule

Moule

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Problème Solutions proposées

Moulages courts, 1. Augmenter l’alimentation.finition de surface

2. Augmenter la pression médiocre

d’injection.

3. Utiliser la vitesse d’injectionmaximale.

4. Réduire le matelas.

5. Augmenter la température de la matière en élevantcelle du cylindre.

6. Augmenter la température du moule.

7. Augmenter la durée de cycle.

8. Vérifier le poids de la moulée parrapport à la capacité d’injectionnominale de la presse; si le poidsde la moulée est supérieur à 75%de la capacité d’injection(styrène), utiliser une presse plusgrande.

9. Augmenter la taille de la carotteet/ou des canaux et/ou des pointsd’injection.

Formation 1. Réduire la températurede bavure de la matière en diminuant

celle du cylindre.

2. Réduire la pression d’injection.

3. Réduire la durée de cycle.

4. Réduire le temps de maintien en pression.

5. Vérifier la fermeture du moule(obstruction possible à la surfacedu plan de joint).

6. Améliorer le dégazage du moule.

7. Vérifier le parallélisme des plateaux porte-moule.

8. Utiliser une presse plus grande (à dispositif de verrouillage).

Guide des solutions aux problèmes de moulage

8


Coulure au niveau 1. Réduire la températurede la buse de la buse.

2. Réduire la température de la matière en diminuant celle du cylindre.

3. Réduire la pression résiduelle dans le cylindre:

a. en réduisant le temps de maintien en pression et/ou la contre-pression;

b. en augmentant le temps de décompression (si ce réglage est possible).

4. Réduire le temps d’ouverture du moule.

5. Utiliser une buse à valved’obturation.

Solidification au 1. Augmenter la température niveau de la buse de la buse.


3. Augmenter la pression d’injection.


5. Utiliser une buse à orifice plus grand.

Décoloration 1. Purger le cylindre chauffant.

2. Réduire la température de la matière en diminuant celle du cylindre.

3. Réduire la température de la buse.


5. Vérifier l’absence de contaminantsdans la trémie et la zone d’alimentation.

6. Vérifier l’absence d’un jeuexcessif dans le montage ducylindre et du piston ou de la vis.

7. Augmenter le nombre d’éventsdans le moule.

8. Utiliser une presse dont le poidsde la moulée est inférieur.

Guide des solutions aux problèmes de moulage (suite)


Brûlures 1. Réduire la vitesse du piston.

2. Réduire la pression d’injection.

3. Améliorer le dégazage dansl’empreinte.

4. Changer l’emplacement du pointd’injection pour modifier laconfiguration d’écoulement.

Fragilisation 1. Sécher préalablement la matière.

2. Réduire la température de fusionet/ou le temps de séjour.

3. Augmenter la température dumoule.

4. Réduire la quantité de rebroyés.

Adhérence dans 1. Réduire la pression d’injection.les empreintes

2. Réduire le temps de maintienen pression, le temps/la pressionde compactage.

3. Augmenter le temps de fermeturedu moule.

4. Réduire la température du moule.

5. Réduire la température du cylindreet de la buse.

6. Vérifier l’absence de contre-dépouilles et/ou d’une dépouilleinsuffisante dans le moule.

7. Utiliser des lubrifiants externes.


Adhérence dans 1. Réduire la pression d’injection.le reçu de buse

2. Réduire le temps de maintienen pression, le temps/la pressionde compactage.

3. Augmenter le temps de fermeturedu moule.

4. Augmenter la température dumoule au niveau du reçu de buse.

5. Augmenter la température de la buse.

6. Vérifier la taille et l’alignementdes orifices dans la buse et le reçude buse (l’orifice du reçu de buse doit être plus grand).

7. Utiliser un tire-carotte plusefficace.

Lignes de soudure 1. Augmenter la pressiond’injection.

2. Augmenter le temps/la pression de compactage.


4. Augmenter la température de la matière.

5. Dégazer l’empreinte au niveau de l’aire de soudage.

6. Ménager une masselotte adjacenteà l’aire de soudage.

7. Changer l’emplacement du pointd’injection pour modifier la configuration d’écoulement.

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Guide des solutions aux problèmes de moulage (suite)


Retassures 1. Augmenter la pression et/ou bulles d’injection.

2. Augmenter le temps/la pressionde compactage.

3. Utiliser la vitesse d’injectionmaximale.

4. Augmenter la température dumoule (bulles).

5. Réduire la température du moule(retassures).

6. Réduire le matelas.

7. Augmenter la taille de la carotteet/ou des canaux et/ou des pointsd’injection.

8. Placer les points d’injection plusprès des sections épaisses.

Gauchissement 1. Augmenter la température dedéformations l’outil (est-elle uniforme?).des pièces

2. Augmenter la taille des pointsd’injection et des canaux.

3. Augmenter la vitesse de rem-plissage.

4. Augmenter la pression d’injec-tion et le temps/la pression decompactage.

5. Vérifier le chemin d’écoulementet changer l’emplacement dupoint d’injection et/ou modifierla conception de la pièce.

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Contrôle médiocre 1. Définir des durées de cycledes dimensions uniformes.

2. Conserver une alimentation et un matelas uniformes d’un cycleà l’autre.

3. Remplir le moule aussi rapide-ment que possible.

4. Vérifier les systèmes hydrauliqueet électrique de la presse en casde fonctionnement irrégulier.

5. Augmenter la taille des pointsd’injection.

6. Equilibrer les empreintes pour obtenir un écoulementuniforme.

7. Réduire le nombre d’empreintes.

lage

Uniformité des paroisL’uniformité de l’épaisseur des parois est un élément critiquede la conception des pièces plastiques. Des épaisseurs de paroinon uniformes peuvent entraîner des gauchissements impor-tants et créer des problèmes de maîtrise des dimensions. Sil’on recherche une résistance ou une rigidité élevées, il estplus économique de disposer des nervures de renfort qued’augmenter l’épaisseur des parois. Dans le cas des piècesexigeant un bel aspect de surface, on évitera les nervures quilaisseront sûrement des marques de retassure sur la face visi-ble du moulage. Si le nervurage s’avère cependant nécessairesur ce type de pièce, on cachera la marque de retassure parun détail de conception là où elle apparaît, par exemple unenervure opposée, une surface texturée, etc.

Même si l’on prévoit des épaisseurs de paroi uniformes, ons’attachera à éviter les détails susceptibles de créer des sur-épaisseurs provoquant non seulement des marques de retas-sure, mais aussi des vides et des retraits irréguliers. Une sim-ple équerre de structure, par exemple (fig. 3.01) comportantune arête extérieure vive et un angle intérieur présentant uncongé correct pourrait soulever des problème liés à la sur-épaisseur au niveau de l’angle. Un arrondi extérieur, tel quecelui illustré figure 3.02, permet d’obtenir une épaisseur deparoi uniforme.

Sink Mark

Differencial

Shrinkage

Sink Mark

Draw-In

Moulded in stressesWarpageSinksVoidsWider tolerances

Non Oui Oui

Retrait vers l’intérieur de l’angle

Contraintes internes de moulageVoilageRetassuresVidesTolérances plus larges

Marque de retassure

Retrait différentiel

Marque de retassure

Fig. 3.01 Effets d’une irrégularité d’épaisseur sur les pièces moulées

Fig. 3.02 Conception d’un angle extérieur

3 – Considérations relatives au mou

ConfigurationsDifférentes méthodes pour la conception de parois d’épais-seur uniforme sont présentées aux figures 3.03 et 3.04. Plu-sieurs options s’offrent de manière évidente à l’ingénieurd’études pour écarter les problèmes potentiels. Pratiquer desévidements est une autre méthode permettant d’obtenir desépaisseurs de paroi uniformes. La figure 3.04 montre com-ment un évidement améliore la qualité de la conception.Lorsque des disparités d’épaisseurs de paroi sont inévitables,l’ingénieur procèdera à une transition graduelle d’une épais-seur à l’autre, car les changements brusques tendent à accroître les contraintes. Au surplus, et dans la mesure dupossible, le point d’injection sera disposé sur la plus forteépaisseur afin d’assurer un remplissage convenable (figure 3.05).

En règle générale, on utilisera l’épaisseur de paroi minimalegarantissant les performances satisfaisantes de la pièce enservice. Les parois minces se solidifient (se refroidissent)plus rapidement que celles plus épaisses. La figure 3.06montre l’influence de l’épaisseur de paroi sur la vitesse de production.

A

A A–A

Fig. 3.03 Dimensions de nervure

Fig. 3.04 Conception d’une épaisseur de paroi uniforme

Nervure Bossage

Conceptions d’origine Non

Conceptions améliorées Oui

11

Dépouilles et broches d’éjectionLa présence d’une dépouille est essentielle à l’éjection despièces hors du moule. Lorsque l’on recherche une dépouilleminimale, un bon polissage facilite l’éjection des pièces. Le tableau ci-dessous fournit les indications d’ensemble.

* Pour les finitions satinées des surfaces texturées, ajouter 1° d’angle de dépouille par 0,025 mm deprofondeur de texture.

Part Thickness (mm)

Cyc

le C

ost F

acto

r

1 6

1

4

8

DELRIN® 100,500,900Fine Tolerance

Normal Tolerance

Angle vif

Mediocre

Préférable

Epaisseur

Evidement

Point d’injection1,5 ép.

3 ép.

Seuil

Satisfaisant

DELRIN® 100, 500, 900Tolérance serrée

Tolérance normale

Epaisseur de la pièce, mm

61

8

4

1

Co

ût

rela

tif

du

cyc

le

Tableau 3.01 Angle de dépouille*

Dépouilles peu Dépouilles profondes profondes(moins de (plus de25 mm de prof.) 25 mm de prof.)

CRASTIN® PBT 0 – 1⁄4° 1⁄2°

DELRIN® 0 – 1⁄4° 1⁄2°

ZYTEL® 0 – 1⁄8° 1⁄4° – 1⁄2°

Polyamides renforcés 1⁄4° – 1⁄2° 1⁄2° – 1°

Résines PBT renforcés 1⁄2° 1⁄2° – 1°

RYNITE® PET 1⁄2° 1⁄2° – 1°

Fig. 3.05 Transition d’épaisseur de paroi

Fig. 3.06 Coût relatif du cycle en fonction de l’épaisseur de la pièce

12

Si l’on utilise, pour le dégagement de la pièce, des brochesd’éjection, leur positionnement est important pour éviter ladéformation de celle-ci pendant l’éjection. Au surplus, lasurface de contact de la broche doit être suffisante pour sup-primer les risques de poinçonnement, de déformation ou demarquage des pièces. Dans certains cas, des plaques ou descouronnes d’extraction sont nécessaires pour compléter ouremplacer les broches.

Congés et arrondisLes encoches et les angles rentrants vifs constituent sansdoute la cause principale de rupture des pièces plastiques.Ces ruptures sont dues à l’accroissement brusque descontraintes au niveau des angles vifs; elles sont fonction dela géométrie spécifique de la pièce et de l’acuité de l’angleou de l’encoche.

La plupart des matières plastiques sont sensibles à l’entaille.L’accroissement des contraintes au niveau de celle-ci, appe-lée «effet d’entaille», se traduit par l’apparition de fissures.Pour s’assurer que la conception d’une pièce déterminée setrouve dans des limites exemptes de risques, il est nécessairede calculer les coefficients de concentration des contraintespour toutes les zones comportant des angles. Les formulescorrespondant à des formes déterminées se trouvent dans leslivres de référence sur l’analyse des contraintes. La figure 3.07représente, par exemple, les coefficients de concentrationdes contraintes en jeu à l’angle d’une poutre en porte à faux.

La règle générale déterminant la dimension du congé ressortde ce diagramme: le rayon du congé doit être égal à la moi-tié de l’épaisseur de paroi de la pièce. On observera que l’uti-lisation d’un plus grand rayon n’apporte qu’une très petiteréduction de la concentration des contraintes.

Du point de vue du mouleur, un arrondi favorise plus quedes angles vifs un bon écoulement hydrodynamique du pro-duit, et facilite l’éjection des pièces. Les arrondis apportentde surcroît au moule une plus grande durée de service, en réduisant les cavitations au sein du métal. Le rayon minimumconseillé pour les angles est de l’ordre de 0,5 mm. Il est leplus souvent acceptable, même lorsque l’on exige une arêtevive (figure 3.08).

R/T

Str

ess-

Con

cent

ratio

n F

acto

r

0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,40

1,5

2,0

2,5

3,0

1,0

Usual

T

P

P = Applied LoadR = Fillet RadiusT = Thickness

R

P = Contrainte appliquéeR = Rayon du congéE = Epaisseur

Valeur habituelle

Coe

ffic

ient

de

conc

entr

atio

n de

s co

ntra

inte

s

Fig. 3.07 Coefficients de concentration des contraintes d’une structure en porte à faux

BossagesLes bossages sont utilisés pour faciliter le montage, ou com-me renforcement autour des trous. Un dessin de bossage satisfaisant est représenté à la figure 3.09.

En règle générale, le diamètre extérieur d’un bossage doitêtre, pour assurer une résistance suffisante, 2 à 3 fois plusgrand que celui du trou. Les principes appliqués dans laconception des bossages sont les mêmes que ceux des nervu-res: les sections épaisses doivent être évitées pour empêcherla formation de vides ou de retassures, et l’allongement de ladurée du cycle d’injection.

Un dessin moins satisfaisant des bossages peut conduire à des retassures (et même à des vides), voir figure 3.10.

Les lignes de soudure dans les bossages doivent être évitées.

Radii on Exteriorof Corner

Radii on Interiorof Corner

Arrondi sur l’extérieur d’un angle

Arrondi sur l’intérieur d’un angle

Fig. 3.08 Emploi d’arrondis extérieurs et intérieurs

Fig. 3.09 Dessin de bossage satisfaisant

NervuresLes nervures de renfort constituent un moyen efficace pourrenforcer la rigidité et la résistance des pièces moulées. Leurutilisation correcte permet des économies de produit, desgains de poids, autorise la réduction de la durée des cycles,et supprime les zones de section épaisse qui pourraient sou-lever des problèmes de moulage. Lorsque la présence demarques de retassures au niveau des nervures est inaccepta-ble, elles peuvent être dissimulées dans une surface texturéeou par une interruption de continuité appropriée disposée surl’emplacement de la retassure.

Les nervures ne doivent être utilisées que lorsque l’ingénieura la certitude qu’une structure additionnelle est indispensableaux performances de la pièce. Il est nécessaire de soulignerle mot «indispensable», car trop souvent des nervures ne sontutilisées qu’à titre de précautions supplémentaires de sécurité.On constatera souvent ensuite qu’elles ne conduisent qu’à desdéformations et à des concentrations de contraintes. Il est pré-férable d’abandonner les nervures dont l’utilité est douteuse.Elles seront facilement ajoutées si les essais sur prototypedémontrent leur utilité.

Pour les conceptions comportant des nervures, voir le chapitre 4.

Trous et évidementsIl est possible de créer facilement des trous dans les piècesmoulées à l’aide de noyaux, saillant à l’intérieur de l’em-preinte. Les trous débouchants sont plus faciles à moulerque les trous borgnes, car les noyaux peuvent être supportésaux deux extrémités. Les trous borgnes, formés par desbroches supportées sur une seule extrémité, peuvent se trou-ver décentrés par le fléchissement de la broche sous l’effetdu flux de matière dans l’empreinte. La profondeur d’untrou borgne est par conséquent limitée, en général, à deuxfois le diamètre du noyau.

On peut utiliser, pour parvenir à une plus grande profondeurde trou, un noyau étagé, ou contre-aléser une paroi latéralepour réduire la longueur d’une broche non supportée (figure 3.11).

Retassures

Retassure

Retassure

Fig. 3.10 Dessin de bossage moins satisfaisant

13

Les trous dont l’axe court est perpendiculaire au sens d’ou-verture du moule, exigent des noyaux rétractables ou des outillages en deux parties. Dans certains dessins, ceci peutêtre évité en disposant les trous dans les parois perpendiculai-res au plan de joint du moule, ou bien en utilisant des étage-ments ou une conicité maximale dans la paroi (figure 3.12).

Les noyaux doivent être polis et comporter une dépouille,pour améliorer l’éjection.

Dans le cas où la présence de lignes de soudure, résultant de l’écoulement de la matière autour des noyaux, serait inac-ceptable du point de vue de la résistance mécanique ou del’esthétique, les trous pourront être préalablement amorcésou partiellement évidés pour faciliter un forage ultérieur,comme indiqué dans la figure 3.13.

Les indications données ci-dessous, illustrées à la figure 3.14,permettront d’éviter la fissuration ou l’arrachement des piè-ces plastiques.

d = diamètre

b ≥ d

c ≥ d

D ≥ d

t = épaisseur

Dans le cas d’un trou aveugle, l’épaisseur du fond ne doitpas être inférieure à 1/6 de son diamètre, afin d’éviter la for-mation d’un renflement (figure 3.15A). La figure 3.15B mon-tre un meilleur dessin, dans lequel l’épaisseur de la paroi estuniforme, et qui ne comporte pas d’angles vifs où pourraientse développer des concentrations de contraintes.

Trou à décrochement

Contre-alésage

Fig. 3.11 Trou aveugle à décrochement, contre-alésage

14

Trou perpendiculaireau plan de joint

Section A–A

Pièce plastique

Noyau

Empreinte

Pièce plastique

Seuil d’injection

Lignes de soudure

A B

Trousforés

Section du moulePièce plastique

Amorcede troumoulée

AmorceAmorce

Contredépouille

Pièceplastique

Section A–A

Amorce mouléedans le sens del’ouverture

Amorce mouléedans le sens perpen-diculaire à l’ouver-ture

2/3 D D

A

A

A

A

Fig. 3.12 Conception spéciale du plan de joint permettant d’éviterles trous latéraux

Fig. 3.13 Trous forés

FiletagesLes filetages extérieurs et intérieurs peuvent, si c’est néces-saire, être moulés directement avec la pièce, ce qui permet de supprimer les opérations ultérieures de filetage et de taraudage mécaniques.

Filets extérieursLes pièces comportant des filets extérieurs peuvent être mou-lées selon deux méthodes. La moins onéreuse consiste à fairecoïncider l’axe central du filetage avec le plan de joint dumoule (figure 3.16). On notera cependant qu’il n’est généra-lement pas possible d’éviter une contre-dépouille au niveaudu plan de joint, laquelle pourrait entraîner la déformationdu filetage lors de l’éjection. Si ce n’est pas possible, ou sil’axe du filetage est orienté dans le sens de l’ouverture dumoule, une autre solution consiste à équiper celui-ci d’undispositif extérieur de dévissage.

A AD

1/6 Dmin.

A B

Section A–A

d

C

t

d

Dessin des trous

t

D

c

b

Trou borgne

Fig. 3.14 Dessin des trous

Fig. 3.15 Trous borgnes

Filets intérieursLes filets intérieurs sont moulés dans les pièces au moyen dedispositifs automatiques de dévissage, ou de noyaux escamo-tables afin de produire des filets «partiels».

Une troisième méthode consiste à utiliser des inserts filetésmis en place manuellement, et retirés du moule avec la pièce.

Extraction des filetagesSi des pièces filetées doivent être extraites du moule, leur filetage sera du type rond, ou roulé.

La configuration habituelle est illustrée à la figure 3.17, danslaquelle R = 0,3 pas. Les exigences relatives à l’extractiondes filetages sont analogues à celles des contre-dépouilles.Les pièces filetées, dont le rapport du diamètre à l’épaisseurde paroi est supérieur à 20:1, doivent normalement être extractibles d’un moule. Les figures 3.18 et 3.19 montrent la méthode d’éjection du moule.

Stripperplate or sleeve

Female tool

PitchR

Fixed threadedmale core

Depth of thread = R

Clearance between stripperand apex of thread = 1/2 R

Moule en deux parties

Filetage extérieur moulé

Cas 2: Pièce moulée comportant un filetage extérieur,moule ouvert, pièce dans la cavité femelle

Ejection

Broched’éjection

Broche à noyau fixe

Pièce moulée

Cavité femelle

Source: Injection-mould Design Fundamental.Eléments fondamentaux de la conception du moule d’injection.

A.B.Glanville et E.N. Denton.Machinery Publishing Co., Londres 1965

Plaque oubague

Noyau mâle fileté fixe

Pas

Outil femelle

Jeu entre l’extracteuret le sommet du filet = 1⁄2 R

Profondeur du filet = R

Fig. 3.16 Moulage de filets extérieurs sans noyau latéral

Fig. 3.17 Extraction d’un filetage de type roulé

Fig. 3.18 Ejection du moule des contre-dépouilles mâles en formede filets arrondis

d’extraction

15

Effet du fluageLors de la conception d’assemblages filetés entre métal et plastique, il est préférable que le métal soit extérieur auplastique, en d’autres termes que la pièce mâle soit en plas-tique. On doit cependant être attentif à la grande différenceexistant entre les coefficients de dilatation thermique liné-aire des métaux et ceux des plastiques. Les contraintes ther-miques découlant de cette différence entraîneront le fluage –ou une relaxation des contraintes – au sein du plastique, aprèsdes périodes de temps prolongées, si l’assemblage est sou-mis à des fluctuations de température, ou si la températured’utilisation est élevée. Quand la pièce en plastique est extérieure au métal, une bague de renfort métallique peuts’avérer nécessaire. Illustration figure 3.22.

Cas 1: Pièce moulée comportant un filetage intérieur,moule ouvert, pièce sur la broche à noyau mâle

Cavité femelle

Ejection

Pièce mouléeBague d’éjection coulissante

Broche à noyau

Bonne

1 mm

Mauvaise

1 mm

1 mm

1 mm

1 mm

Fig. 3.19 Ejection du moule des contre-dépouilles femelles en forme de filets arrondis

Fig. 3.20 Terminaison correcte des filetages

Fig. 3.21 Jeu d’extrémité conseillé pour les filetages

1 mm

1 mm

1 mm

1 mm

16

Contre-dépouillesOn forme les contre-dépouilles grâce à l’emploi d’empreintesen deux ou plusieurs parties, ou de noyaux démontables.

Les contre-dépouilles intérieures peuvent être moulées aumoyen de deux broches à noyau distinctes, comme le mon-tre la figure 3.23 A. Il s’agit d’une méthode très pratique,mais il est nécessaire de maîtriser les risques de coulures aupoint de rencontre des deux broches.

La figure 3.23B illustre une autre méthode permettant deconstituer une contre-dépouille grâce à une joue contiguë.

Des broches à axe décalé peuvent être utilisées pour formerles contre-dépouilles sur des parois intérieures latérales, oules trous (figure 3.23C). Les méthodes précédentes permet-tent d’éviter la nécessité d’une extraction, et la limitationcorrespondante de la profondeur de la contre-dépouille.

Les contre-dépouilles peuvent être formées directement dansle moule, la pièce étant ensuite extraite de celui-ci. Le mouledoit être conçu pour permettre la libre déformation de la pièceau cours de son extraction hors de la contre-dépouille.

Non Oui

Bande métallique

Oui

A B

Contre-dépouille

Les brochesà noyau seséparent ici

Pièceplastique

Pièceplastique

Poinçon

Empreinte

Clavette del’éjecteur

Empreinte

Pièce moulée

Broche d’éjectionà axe décaléPlaque d’éjection

CPièce mouléeéjectée

Mouve-ment de labroched’éjection

Fig. 3.22 Assemblages filetés entre métal et plastique

Fig. 3.23 Propositions de contre-dépouilles

Les conceptions permettant l’extraction des contre-dépouillessont spécifiques à chaque résine.

– Résine acétal DELRIN® – Les pièces en DELRIN® sont extractibles des empreintes si les contre-dépouilles sontinférieures à 5% du diamètre et si elles sont chanfreinées.La forme circulaire est habituellement la seule adaptée.Les autres configurations, telles que les rectangles, com-portent dans les angles de fortes concentrations de contrain-tes qui s’opposent à une extraction satisfaisante. Un noyauescamotable ou l’une des méthodes décrites précédemmentsont à utiliser pour réaliser l’extraction satisfaisante despièces présentant des contre-dépouilles supérieures à 5%.

– Résine polyamide ZYTEL® – Les pièces en ZYTEL® compre-nant des contre-dépouilles de 6% à 10% sont courammentextractibles des moules. Se reporter à la figure 3.24 pourcalculer la dépouille admissible. Celle-ci varie en fonctionde l’épaisseur et du diamètre. La contre-dépouille doit êtrechanfreinée pour faciliter le retrait hors du moule et pouréviter de contraindre excessivement la pièce.

– Résines renforcées – Un noyau démontable ou une em-preinte en plusieurs parties sont conseillés pour réduirele plus possible les risques de fortes contraintes, mais lescontre-dépouilles soigneusement dessinées sont extracti-bles. La contre-dépouille sera arrondie, et limitée à 1% sil’extraction a lieu à partir d’un moule dont la températureest de 40° C, et de 2% si le moule est à 90° C.

Inserts surmoulésL’adjonction de nervures, bossages ou inserts surmoulés àdifférents dessins de pièces peut résoudre certains problèmes,mais aussi en créer d’autres. Les nervures peuvent apporterla rigidité désirée, mais entraîner des déformations. Les bossages constituent un renfort approprié pour les vis auto-taraudeuses, mais ils peuvent créer des marques de retassuresà la surface des pièces. Les inserts surmoulés permettent denombreux montages et démontages de la pièce sans détério-ration des filetages.

B

A

B

A

C

B

A

C

B

A

Contre-dépouille% =

(A – B) • 100B

Contre-dépouille% =

(A – B) · 100C

Extérieur de la piècemoulée

Intérieur de la piècemoulée

Fig. 3.24 Contre-dépouilles admissibles pour le ZYTEL®

La question que l’on peut se poser, en considérant ces pro-blèmes éventuels, est de savoir, quand il est judicieux d’em-ployer des inserts surmoulés. La réponse est la même quepour les nervures et les bossages: on doit utiliser des insertsquand existe une exigence fonctionnelle et lorsque leur coûtplus élevé est justifié par les performances supérieures de lapièce. Quatre raisons principales motivent l’emploi d’insertsmétalliques:

– Fournir des filetages utilisables sous contrainte continue,ou permettant des démontages fréquents de la pièce.

– Tenir d’étroites tolérances en ce qui concerne les filetagesfemelles.

– Autoriser de façon permanente la fixation de pièces de sup-port fortement chargées, telles qu’un engrenage ou un arbre.

– Apporter la conductibilité électrique.

La nécessité des inserts une fois établie, on évaluera les diffé-rents moyens de les mettre en place. Les inserts emmanchés àforce, les emboîtages élastiques ou l’insertion par ultra-sonspeuvent être préférés aux inserts surmoulés. Le plus souvent,le choix final est influencé par le coût global de production.On doit toutefois considérer les désavantages éventuels del’emploi d’inserts surmoulés autres que ceux mentionnés ci-dessus:

– Les inserts peuvent «flotter», ou se disjoindre, et endom-mager éventuellement le moule.

– Les inserts sont souvent difficiles à noyer dans la matière,ce qui peut prolonger la durée du cycle.

– Ils peuvent exiger un préchauffage.

– La récupération des inserts dans les pièces rebutées estonéreuse.

Le reproche fait le plus souvent aux inserts surmoulésconcerne la fissuration dans le temps du plastique qui les entoure, conséquence d’une contrainte périphérique. La mesure de la contrainte peut être déterminée à l’aide d’undiagramme de contrainte-déformation du matériau concerné.On suppose, pour évaluer la contrainte périphérique, que ladéformation dans le produit entourant l’insert est la mêmeque celle du retrait au moulage. Il faut alors multiplier le retrait au moulage par le module d’élasticité en flexion dumatériau (retrait multiplié par module égale contrainte). Toutefois, une comparaison rapide des taux de retrait du polyamide et de l’acétal homopolymère replace les chosesdans une meilleure perspective.

Le polyamide, taux de retrait nominal 0,015 mm/mm*, pré-sente un net avantage sur l’acétal homopolymère, dont le retrait est de 0,020 mm/mm*. La fissuration n’a jamais sou-levé de problème là où des inserts étaient moulés dans despièces en ZYTEL®.

La plus fort taux de retrait de l’acétal homopolymère amèneune contrainte d’environ 52 MPa, chiffre qui correspond à75% de la résistance à la rupture de ce matériau. L’épaisseurdu bossage de produit qui entoure l’insert doit être suffisantepour supporter cette contrainte.

* 3,2 mm d’épaisseur – Conditions de moulage conseillées

17

Plus l’épaisseur s’accroît, plus le retrait augmente. Si la duréede vie en service de la pièce est de 100000 heures, les 52 MPainitiaux de la contrainte se réduiront à environ 15 MPa. Alorsque ces chiffres ne semblent pas critiques dans les conditionshabituelles, les résultats à long terme sur le fluage (issus dedonnées obtenues sur le fluage des tubes) laissent penserqu’une contrainte constante de 18 MPa, appliquée pendant100000 heures, conduira à la défaillance de la pièce en poly-acétal homopolymère. Si la pièce se trouve exposée à destempératures élevées, des contraintes supplémentaires, desfacteurs augmentant les contraintes ou des conditions d’envi-ronnement néfastes, elle peut facilement se rompre.

Etant donné l’existence possible de telles défaillances à longterme, les ingénieurs d’étude doivent choisir les grades choc derésine acétal lorsque des critères tels que la rigidité, la faiblevaleur du coefficient de frottement ou les propriétés élastiquesd’un ressort désignent cette famille de polymères comme lamieux adaptée à une application particulière.

Ces grades choc ont un plus fort allongement et une meilleurerésistance aux concentrations de contraintes induites par lesbords vifs des inserts métalliques.

Les résines renforcées de fibre de verre ou de charges miné-rales ont, grâce à leur plus faible retrait au moulage, été utili-sées avec succès dans les applications requérant cette pro-priété. Leur plus faible allongement est compensé par unretrait au moulage de l’ordre de 0,3 à 1,0%.

Les lignes de soudure des résines fortement chargées de fibrede verre ou de charge minérale peuvent ne représenter que60% de la résistance du produit non renforcé, mais l’adjonc-tion d’une nervure peut augmenter considérablement la résistance d’un bossage (voir figure 3.25).

Un autre aspect de l’emploi des inserts, que l’on doit exami-ner, est celui des inserts non métalliques. On a déjà utilisé unblanchet en tissu polyester, comme insert moulé, dans un bâtien polyamide renforcé verre.

D

1,5 D

D

tt

t

Le diamètre du bossage doit être une fois et demie celui de l’insert. Une ner-vure située sur la ligne de soudure peutaugmenter la résistance du renfort.

Une profondeur in-adaptée sous l’insertpeut entraîner des lignes de soudure et des retassures.

D

D

1,5D

tt

t

Fig. 3.25 Bossage

1⁄6 D

18

Conception des pièces pour le surmoulage des insertsLes bureaux d’études seront attentifs au respect de certainesconditions particulières lorsqu’ils conçoivent une pièce des-tinée à recevoir des inserts surmoulés.

– Les inserts ne doivent pas comporter d’angles vifs. Ils seront ronds et comporteront des moletages arrondis. Unecontre-dépouille est à prévoir pour apporter la résistance à l’arrachement (voir figure 3.25).

– L’insert devra saillir d’au moins 0,4 mm dans l’empreintedu moule.

– L’épaisseur du produit situé sous l’insert sera au moinségale au sixième du diamètre de celui-ci, afin de réduireles marques de retassure.

– Les grades modifiés choc des différentes résines devrontêtre essayés. Ces grades présentent un plus grand allonge-ment que les qualités standard et une plus forte résistanceaux fissurations.

– Les inserts seront préchauffés avant le moulage: 95° Cdans le cas des résines acétal, 120° C pour les polyamides.Cette procédure réduit le retrait après moulage, prédilatel’insert et améliore la résistance de la ligne de soudure.

– On observera un programme détaillé d’essais d’utilisation,afin de déceler les problèmes dès le stade du prototype.Ces essais comporteront des cycles thermiques dans laplage de températures à laquelle la pièce doit être exposéeen service.

Sous l’aspect des coûts – en particulier pour les productionsde grande série entièrement automatisées – le prix des insertsest comparable à celui des autres opérations d’assemblageaprès moulage. Pour aboutir, avec les inserts surmoulés, au meilleur rapport coût/performance, il est essentiel que le concepteur du projet connaisse les problèmes potentiels.L’adoption d’inserts surmoulés là où ils assurent une fonc-tion indispensable, accompagnée d’un suivi de l’outillage etd’un contrôle de qualité attentifs, contribuera au succès desapplications exigeant les propriétés combinées des métaux et des plastiques.

Pour le calcul des forces d’arrachement des inserts métalli-ques, se reporter à la section «Fixations mécaniques» dans le chapitre 9.

TolérancesLes tolérances réalisables par moulage sont égales à:

�a = ± (0,1 + 0,0015 a) mm,

où a = dimension (mm)

Dans cette formule, le retrait après moulage, la dilatation thermique et/ou le fluage ne sont pas pris en compte. On faitl’hypothèse que la technique de moulage a été bonne. Pourles moulages plus précis, on peut obtenir 70% de la toléranceprécédente; pour les moulages peu précis, on peut retenir140%.

Pour les moulages de haute précision 40 à 50% de �a estpossible.

Retrait et gauchissementLorsqu’une matière plastique est injectée dans une cavité,elle commence à refroidir, ce qui entraîne une diminution de son volume. Cette réduction de volume peut être mesuréepar la différence entre la densité de la matière fondue et ladensité de la matière solide. Les vitesses de refroidissementà l’intérieur de la cavité étant très élevées et n’étant pasuniformes, la matière solidifiée incorporera également descontraintes internes. Ces contraintes pourront être soulagéesune fois la matière éjectée de la cavité, un processus qui peut être accéléré en maintenant la pièce à des températuresélevées.

Le retrait peut être défini par la formule suivante :

S = (D – d) / D (× 100 %).

D = dimension de la cavité du moule.

d = dimension de la pièce moulée.

En général, le retrait n’est pas isotrope : il dépend de ladirection, en particulier dans le cas des matériaux renforcésaux fibres de verre.

Il convient de distinguer :

– le retrait dans le sens de l’écoulement;

– le retrait perpendiculaire à l’écoulement;

– le retrait dans le sens de l’épaisseur.

La somme de ces trois retraits doit être égale au retrait volu-mique d’un matériau, pouvant être obtenu à partir de la dif-férence entre la densité de la matière fondue et la densité dela matière solide, ou en utilisant les diagrammes pVT.

Outre le matériau, le retrait dépend aussi des conditions detraitement (telles que la vitesse d’injection, la pression demaintien, le temps à la pression de maintien, les dimensionsdu canal/seuil d’injection et la température du moule), de la forme de la pièce (le sens de l’écoulement peut changerdurant l’injection) et de l’épaisseur de la pièce (les piècesplus épaisses possèdent généralement une couche centraleplus épaisse, avec une orientation moindre).

La contribution du retrait provoqué par le soulagement descontraintes après l’éjection du moule est appelée Retraitpost-moule.

Le gauchissement est créé par les contraintes internes, quirésultent à leur tour des propriétés anisotropes et de la non-uniformité du retrait.

Les propriétés anisotropes du retrait sont principalementdéfinies par la présence d’armatures à haut rapport longueur/diamètre (fibres de verre courtes: rapport = 20), mais égale-ment par le comportement élastique différent des cristauxétirés durant le remplissage (contraintes résiduelles).

Des retraits non uniformes peuvent être le résultat :

– d’un retrait anisotrope;

– d’une épaisseur non uniforme;

– d’une orientation non uniforme;

– d’une température non uniforme du moule;

– d’une pression de maintien (temps) non uniforme.

Des simulations sur ordinateur ont été développées pour pré-dire le retrait et le gauchissement. La fiabilité des résultatsde ces prédictions augmente, en particulier pour les piècesconstituées de matériaux renforcés aux fibres de verre. Ilexiste également aujourd’hui des méthodes permettant d’in-clure le retrait sur l’épaisseur. DuPont joue un rôle importantdans ce secteur.

Toutefois, il faut savoir qu’il est très difficile de garantir de bons résultats dans tous les cas, dans la mesure où, parexemple, les propriétés anisotropes du retrait d’un matériaurenforcé aux fibres de verre peuvent être influencées par lavis et la buse d’une presse à injection, de même que par desseuils étroits. Une rupture importante des fibres peut se pro-duire à ces niveaux, affectant les propriétés anisotropes.

19

4 – Conception des structures

Efforts de courte duréeSi une pièce plastique est soumise à un effort de courte durée(10 à 20 minutes), et si elle n’est pas contrainte au delà de salimite élastique, les formules de résistance des matériaux quel’on trouve dans les textes techniques, telles qu’elles sont re-produites ici, seront utilisables avec suffisamment de préci-sion. Ces formules sont basées sur la loi de Hooke prévoyantque dans le domaine élastique, la pièce recouvre sa forme in-itiale après cessation de la contrainte, et que celle-ci est pro-portionnelle à la déformation.

Contrainte de traction de courte duréeLa loi de Hooke est définie par l’équation:

� =�E

dans laquelle:

� = déformation (%/100) =

� = contrainte (MPa), définie comme � =

� = module d’élasticité (MPa)

F = force totale (N)

A = surface totale (mm2)

l = longueur de l’élément (mm)

�l = élongation (mm)

Contrainte de flexionEn flexion, la contrainte maximale est calculée à partir de:

�b =My

=M

I Zoù:

�b = contrainte de flexion (MPa)

M = couple de flexion (Nmm)

I = moment d’inertie (mm4)

y = distance de l’axe neutre à la fibre extérieure extrême (mm)

Z =I

= couple résistant (mm3)y

Les valeurs de I et de y pour quelques sections droites carac-téristiques sont représentées au tableau 4.01.

PoutresDiverses conditions d’effort appliqués aux poutres sont décrites au tableau 4.02.

Poutres en torsionLorsqu’une pièce plastique est soumise à un couple de torsion, on considère qu’elle cède quand sa résistance au cisaillement est dépassée.

�l

l FA

La formule de base du couple de torsion est:

� =MTrK

dans laquelle:

� = Contrainte de cisaillement (MPa)

MT = Couple de torsion (N ·mm)

r = Rayon (mm)

K = Constante de torsion (mm4)

Les formules de sections en torsion sont données au tableau 4.03.

Pour déterminer �, angle de torsion de la pièce de longueurl, on utilise l’équation ci-dessous:

� =MTl

KG

dans laquelle:

� = angle de torsion (radians)

K = constante de torsion (mm4)

l = longueur de l’élément (mm)

G = module de cisaillement (MPa)

Pour estimer G, le module de cisaillement, utiliser l’équation:

G = E2 (1+�)

dans laquelle:

E = module d’électricité (MPa)

� = coefficient de Poisson, généralement pour les plastiques:

E < 500: � = 0,45

500 < E < 2500: � = 0,40

E > 2500: � = 0,35

Tubes et récipients sous pressionLa pression interne dans un tube ou un récipient sous pressioncrée trois types de contraintes: périphériques, méridiennes etradiales (voir tableau 4.04).

Gauchissement des colonnes, des couronnes et des cintresLa valeur de la contrainte dans une colonne courte souscompression est calculée d’après l’équation suivante:

�c = FA

La rupture dans les colonnes est du type compressif, parécrasement. Toutefois, au fur et à mesure qu’augmente lalongueur de la colonne, cette simple équation perd de sa valeur, car la colonne s’approche du mode de défaillance pargauchissement.

Pour déterminer si le gauchissement intervient, considéronsune colonne étroite de longueur l, ayant des extrémités arron-dies et exemptes de frottement, et chargée d’une force F.

(pour les matériaux isotropes)

21

Lorsque F augmente, la colonne se raccourcit en accord avecla loi de Hooke. F peut augmenter jusqu’à une valeur criti-que FC. Toute charge supérieure à FC entraînera le gauchisse-ment de la colonne. Cette équation:

FC =2 Et I

l 2

appelée formule d’Euler, s’applique aux colonnes d’extrémi-tés arrondies.

Dans cette formule:

Et = module tangent à la contrainte �C

I = moment d’inertie de la section droite

On doit appliquer un coefficient de sécurité de 3 à 4.

Ainsi, lorsque la valeur de FC est inférieure à la charge admissible sous compression pure, on utilisera la formule de gauchissement d’Euler.

Si les conditions se trouvent modifiées aux extrémités, au niveau des terminaisons arrondies, comme c’est le cas pourla plupart des pièces plastiques, la charge FC se trouve elle-même modifiée. Se reporter au tableau 4.05 pour ce quiconcerne les autres effets d’extrémité dans les colonnes.

Plaques planesLes plaques planes constituent une autre forme standard ren-contrée dans la conception des pièces plastiques. Leur analysepeut être utile lors de la conception d’objets tels que les car-ters de pompes et les vannes.

Quelques unes des géométries les plus couramment utiliséessont présentées au tableau 4.06.

Structures arbitrairesUn grand nombre de pièces moulées par injection ont uneforme qui n’est pas comparable à l’une des structures des tableaux 4.01 à 4.06.

Les déformations de ces pièces et les contraintes internespeuvent être analysées par la méthode des éléments finis.

Le Service technique polymères techniques de DuPont deNemours peut vous apporter assistance en ce qui concerneles propriétés des matériaux recommandés, les trames à utili-ser, la simulation des charges et les conditions limite, ainsique pour l’évaluation des résultats.

Contraintes équivalentes / Contraintes admissiblesLes contraintes en traction et en flexion s’exercent toujoursperpendiculairement à une section donnée, tandis que lescontraintes de cisaillement agissent sur le plan de la section. Aun emplacement donné, plusieurs composants de contraintes’exercent simultanément. Pour exprimer de manière globalele «danger» de telles contraintes multiaxiales, on parle de«contraintes équivalentes».

Une formule bien connue permet de calculer la contrainteéquivalente dans les matériaux isotropes; il s’agit du critère(à deux dimensions) de «Von Mises»:

�éq, VonMises = �x2 + �y

2 – �x �y + 3�xy

avec: �x, �y: contrainte normale,

�x, �xy: contrainte de cisaillement,

22

d’après:

Un autre critère bien connu est celui de «Tresca» :�éq, Tresca = �1 – �2

avec: �1 = contrainte principale maximale�2 = contrainte principale minimale (≤ 0)

Les contraintes principales sont les contraintes normales àun emplacement donné, le plan de la section étant soumis à une rotation telle que la contrainte de cisaillement �xy = 0(voir figure au-dessus).

La contrainte équivalente doit être inférieure à la résistanceà la traction dans les conditions de conception, d’après lesmesures effectuées sur un spécimen d’essai.

�éq ≤ �tout = �écoul./S

avec: S = facteur de sécurité (≥ 1).Suggestion pour les charges statiques: S = 1,5–2,0.

Matériaux fragilesPour les matériaux fragiles (�B < 5%) les conditions sui-vantes doivent également être remplies:

�éq ≤�B E

S × SCF

avec: �B = allongement à la rupture (%/100)E = modules d'élasticitéS = facteur de sécurité (≥ 1)SCF = facteur de concentration des contraintes (≥ 1) :

conception normale = SCF = 3,0nervures correctes = SCF = 2,0angles vifs = SCF = 4,0 – 6,0

Matériaux isotropesLe module d’élasticité est une information nécessaire à l’ana-lyse des déformations, des contraintes et des charges admis-sibles. Les valeurs de la plupart des polymères techniquesDuPont sont fournies dans la base de données CAMPUS, quipeut être téléchargée gratuitement via Internet. Il convienttoutefois de prendre garde au fait que les valeurs indiquéesdans la base de données sont mesurées conformément auxnormes ISO, qui ne correspondent pas toujours à la situationpratique, en ce qui concerne par exemple la charge appliquée,la durée de sollicitation et l’orientation des fibres de verredans le cas de matériaux renforcés de fibre de verre.

τxy

τxy

σy

σx

σx

ϕ

σy

Les lignes directrices énoncées ci-dessous devraient conduireà des résultats plus précis lorsque les analyses portent sur desmatériaux isotropes:

– Analyse statique,utiliser la courbe contrainte-déformation à la températurede conception,– matériaux non renforcés:

utiliser le module apparent à une déformation de 1%.

– matériaux renforcés:définir le module apparent à une déformation de 0,5%,utiliser 90% du module apparent pour les fibres forte-ment orientées;utiliser 80% du module apparent pour les fibres bienorientées;utiliser 50% du module apparent pour les fibres faible-ment orientées.

Le module apparent est défini par la pente de la ligne reliantl’origine de la courbe contrainte-déformation à un point àune déformation donnée:

Eapp = σ0/ε0, voir également Fig 4.01.

Pour les polyamides, il convient de sélectionner les courbescontrainte-déformation à une HR de 50% (conditionnés).

Une correction pour le fluage peut être appliquée en casd’effort de plus de 0,5 heure. Se reporter également auparagraphe «Efforts de longue durée». La courbe contrainte-déformation standard doit alors être remplacée par unecourbe contrainte-déformation isochrone à la températurede conception et pour la durée applicable.

– Analyse dynamique,utiliser les mesures de l’Analyseur mécanique dynamique,– matériaux non renforcés:

utiliser la valeur à la température de conception,

– matériaux renforcés:utiliser 85% de la valeur à la température de conception.

Matériaux orthotropesLes plastiques renforcés de fibre de verre présentent des pro-priétés (module d’élasticité, coefficient de dilatation thermi-que linéaire, résistance à la traction) qui sont très différentespour le sens de l’écoulement et le sens perpendiculaire. Lesanalyses menées au moyen de matériaux orthotropes (aniso-tropiques) ne sont généralement possibles qu’avec la méthodedes éléments finis. Cette méthode prévoit une analyse del’écoulement pour calculer les orientations du matériau dansles éléments. Il existe des formules permettant de calculer lescontraintes équivalentes des matériaux orthotropes, mais ellessont trop complexes pour les non-spécialistes. Une méthodeplus simple consiste à adapter la contrainte autorisée (�traction / S), en fonction d’une valeur applicable à l’orientationdonnée.

Autres types de sollicitations

Résistance à la fatigue

Lorsque des matériaux sont soumis à des sollicitations cycli-ques, ils tendent à se rompre sous l’effet de contraintes infé-rieures à leur résistance à la rupture. Ce phénomène est appelé «rupture par fatigue».

Les chiffres de résistance à la fatique (à l’air) pour les échan-tillons de matériaux moulés par injection sont présentés dansles modules du présent manuel relatifs aux produits. Ces résultats ont été obtenus en appliquant aux échantillons descontraintes constantes à la fréquence de 1800 cycles/minute,et en observant, pour chaque valeur de sollicitation, le nom-bre de cycles entraînant la rupture sur une machine d’essaiSonntag-Universal.

L’expérience a montré qu’au dessous de 1800 cycles/minute,la fréquence des sollicitations n’a pas d’influence sur le nom-bre de cycles nécessaires à la rupture. Il est toutefois proba-ble qu’aux fréquences supérieures, l’échauffement interne ausein de l’échantillon puisse provoquer une détérioration plusrapide.

Résistance au choc

Les utilisations finales des matériaux peuvent être divisées endeux catégories:

– Utilisations dans lesquelles les pièces ne doivent subir quedes chocs occasionnels au cours de leur durée de serviceutile.

– Celles dans lesquelles les pièces doivent supporter deschocs répétés pendant toute leur durée de vie.

Les matériaux considérés comme ayant une bonne résistanceau choc se différencient très largement en ce qui concerneleur aptitude à supporter des chocs répétés. L’ingénieur doit,lorsqu’il s’agit d’une application sujette à des chocs répétés,rechercher des résultats spécifiques avant de faire le choixd’un produit. Ces résultats s’obtiennent dans les modules desrésines DELRIN® et ZYTEL®, toutes deux présentant une excel-lente résistance aux chocs répétés.

L’énergie d’un choc doit être absorbée ou bien transmise parla pièce, sinon elle subira une détérioration mécanique. Deuxapproches sont possibles pour augmenter, grâce à son dessin,la résistance au choc d’une pièce:

– Augmenter la surface sur laquelle s’applique la sollicita-tion afin de réduire la valeur de la contrainte.

– Dessiner la pièce de telle sorte qu’elle se déforme sousl’effort en dissipant ainsi l’énergie du choc.

La flexibilité de la pièce, à laquelle aboutit la seconde mé-thode, augmente considérablement l’espace sur lequel l’éner-gie du choc peut s’absorber, ce qui réduit notablement la valeur des tensions internes exigées pour que la pièce résisteau choc.

23

Il faut souligner que la conception de structures résistantesau choc est très souvent un exercice très complexe, voireempirique. Etant donné qu’existent des formulations de plas-tiques techniques spécialement adaptées aux utilisations im-pliquant des chocs, les bureaux d’études devront travailler de préférence sur les propriétés de ces matériaux au cours de l’étape initiale de la conception. Ils feront leur choix finalsur des pièces issues d’un moule prototype et qui auront étérigoureusement essayées dans les conditions réelles d’utili-sation.

Dilatation thermique et contraintes

Les effets de la dilatation thermique ne doivent pas être négligés lors de la conception de pièces en polymères thermoplastiques.

Le coefficient de dilatation thermique linéaire des matièresplastiques non renforcées peut être de six à dix fois supérieurà celui de la plupart des métaux. Cette différence doit êtreprise en compte quand une pièce plastique doit fonctionnerconjointement avec un élément métallique. Elle ne soulèveaucun problème si l’on prévoit des tolérances convenablespour les jeux, les ajustements, etc.

Si, par exemple, un barreau rectiligne de section uniformeest soumis à un changement de température �T, et si ses extrémités sont libres, son changement de longueur peut se calculer de la manière suivante:

�L = �T × � × L

égalité dans laquelle:�L = variation de longueur (mm)�T = écart de température (° C)� = coefficient de dilatation

thermique linéaire (mm/mm° C)L = longueur initiale (mm)

Si le barreau est immobilisé aux extrémités, la contrainte développée est:

� = �T × � × E

égalité dans laquelle:� = contrainte de compression (MPa)E = module d’élasticité (MPa)

Dans une plaque immobilisée aux extrémités, les contraintesthermiques sont données par:

� = �T × � × E / (1 – �)

avec: � = coefficient de Poisson

Quand une pièce plastique est serrée dans le métal, on doitprendre en compte l’effet de relaxation des contraintes enfonction des variations de température. Le métal, plus rigide,s’opposera selon le cas à la dilatation ou à la contraction dela pièce plastique.

Efforts de longue duréeLes matières plastiques soumises à une sollicitation de longuedurée subissent une déformation initiale dès l’application dela charge. Cette déformation s’accroît ensuite plus lentementsous l’effet continu de la charge. Cet accroissement de la
déformation avec le temps est appelé «fluage».
24

Le fluage, défini comme une déformation (exprimée en pourcentage) apparaissant sur une période de temps déter-minée, sous l’effet d’une contrainte constante, peut se mani-fester en tension, en flexion, en compression ou en cisaille-ment. Il est représenté par une courbe contrainte déformationclassique, tracée sur la figure 4.01.

La contrainte requise pour obtenir une valeur donnée de ladéformation diminue avec le temps, sous l’effet de ce mêmephénomène de fluage. Cette décroissance de la contrainte au cours du temps est appelée généralement: relaxation descontraintes.

La relaxation des contraintes est définie comme la diminu-tion, sur une période de temps déterminée, de la contrainte(MPa) requise pour maintenir constante la valeur de la défor-mation. Au même titre que le fluage, elle peut intervenir en

�o �t

�o �o�o �o�t

Strain (�), %

Str

ess

(�),

MP

a

initial apparant creep

�o

�o

�t

�o�o

�t�o

Strain (�), %

Str

ess

(σ),

MP

a

La relaxation des contraintes entre les instants t et to est égale à �o – �t

Le module de relaxation ER utilisé pour le calcul des pièces sous relaxation(par ex. les ajustements serrés) au temps T est égal à la pente de la droitejoignant l’origine au point (�t, �o).

Le fluage entre les instants t et to est égal à �t – �0 (%). Le module de fluage Ec

utilisé pour le calcul d’une pièce soumise au fluage sous une contrainte �0, et à l’instant t, est la pente de la droite joignant l’origine au point (�0, �t).

Co

ntr

ain

te (

�),

MP

a

Déformation (�), %

Déformation (�), %

Co

ntr

ain

te (

�),

MP

a

Fig. 4.02 Relaxation des contraintes

Fig. 4.01 Fluage

initiale apparente fluage

tension, en compression, en flexion et en cisaillement. Elleest représentée, sur la figure 4.02, par une courbe classiquede contrainte-déformation.

Les mesures effectuées en laboratoire sur des éprouvettesmoulées ont montré que, quelles que soient la température et la durée d’application de la charge, les valeurs du modulesécant de fluage et de relaxation peuvent être considéréescomme pratiquement égales dans le calcul des projets, lors-que les contraintes sont inférieures au tiers environ de la résistance à la traction à la rupture du produit. Au surplus,dans ces mêmes conditions, les valeurs du module sécant de fluage et de relaxation en tension, en compression et enflexion sont approximativement égales.

Cylindre sous pressionExemple 1: Récipient mis sous pression pendant

une période de longue durée

Comme nous l’avons indiqué précédemment, il est essentielque l’ingénieur d’étude détaille les exigences de l’utilisationd’une pièce et son environnement, avant d’essayer de déter-miner sa géométrie. Ceci est particulièrement vrai dans le casdes récipients sous pression, pour lesquels la sécurité est unfacteur critique. Dans le présent exemple, nous détermine-rons l’épaisseur de paroi d’un réservoir à gaz devant satis-faire aux conditions suivantes:a. maintenir une pression de 0,7 MPa,b. pendant 10 ans,c. à 65° C.

Le rayon intérieur du cylindre est de 9 mm et sa longueur de50 mm. Etant donné que la pièce sera sous pression pendantune période de temps prolongée, les données relatives auxcontraintes-déformations pour le court terme ne pourront pasêtre utilisées avec sécurité. On devra donc se référer auxchiffres de fluage ou, mieux encore, aux résultats obtenus au moyen d’essais réels d’éclatement à long terme sur des

cylindres. De tels chiffres, concernant les polyamides 66,sont représentés à la figure 4.03, qui reporte les valeurs de la contrainte périphérique en fonction du temps d’éclatement,pour différentes teneurs en humidité, à 65°C. Le ZYTEL® 101serait, en fait, un excellent produit pour cette application grâceà sa résistance au choc élevée dans des conditions d’humi-dité relatives stabilisées à 50%, et la valeur de sa contrainteau seuil d’écoulement, la plus élevée des polyamides non renforcés.

Fig. 4.03 Contrainte périphérique en fonction du temps d’éclatement, ZYTEL® 101 à 50% HR et à saturation à 65°C

10010 1000 10000 1000001

5

0

15

10

20

25

30

35

Time (hours)

Hoo

p S

tres

s (M

Pa)

1 an

Saturation

Co

ntr

ain

te p

érip

hér

iqu

e (M

Pa)

50% d’humidité relative

Temps (heures)

Nous référant à la courbe, nous trouvons une valeur de lacontrainte périphérique de 19 MPa à 10 ans. Cette valeurpeut être utilisée comme valeur nominale. La formule de la contrainte périphérique pour un récipient sous pression est la suivante:

e =Pr × C.S.�

dans laquelle:

e = épaisseur de paroi, mm

P = pression intérieure, MPa

r = rayon intérieur, mm

� = contrainte circonférentielle nominale, MPa

C.S. = coefficient de sécurité = 3 (par exemple)

e =(0,7) (9) (3)

= 1,0 mm19

La forme la mieux adaptée aux extrémités d’un cylindre estl’hémisphère. Toutefois les extrémités hémisphériques soulè-vent un problème de conception au cas où le cylindre devraitreposer verticalement. Une extrémité plate n’est pas satisfai-sante car elle se déformerait ou éclaterait après un certaintemps. La meilleure solution consiste par conséquent à mou-ler une extrémité hémisphérique avec un prolongement ducylindre, ou une jupe, pour apporter la stabilité nécessaire(figure 4.04).

25

Pour les pièces en plastique soumises à des efforts de longuedurée, les contraintes, déformations, etc., sont calculées enappliquant les formules classiques, avec les données issuesdes courbes de fluage. Le module de fluage est préféré aumodule élastique ou d’élasticité en flexion, sous la formede l’équation suivante:

Ec =�

�o + �c

� = contrainte considérée (MPa)�o = déformation initiale (%/100)�c = déformation due au fluage (%/100)

Pour les déformations � dans l’équation ci-dessus. il est sou-vent possible d’écrire:

�o + �c =� + � AtB = � (1+ AtB)Eo Eo Eo

avec:Eo = module apparent aux conditions de conception

(MPa)t = temps (h)A, B = constantes liées au matériau

20 mm

1,0 mm

Fig. 4.04 Conception d’un récipient mis sous pression pendantdes durées prolongées

26

Sollicitations en tractionLong terme – Exemples

Déterminer la contrainte et l’allongement de la pièce tubulai-re présentée ci-dessous, après 1000 heures (Fig. 4.05).

Produit: ZYTEL® 101, 23 ° C, 50% HR

Force de traction = 1350 N

Diamètre extérieur = 25 mm

Epaisseur de paroi = 1,3 mm

Longueur = 152 mm

Contrainte = F =A

4 F = (4) (1350) = 14 MPa� (Do2 – Di2) � (252 – 22,42)

D’après la figure 4.06, à 14 MPa et après 1000 heures, la déformation est de 3%. L’allongement est par conséquentégal:

�L = L × � = 152 × 0,03 = 4,56 mm.

(Dans cet exemple, on fait l’hypothèse que le fluage en trac-tion est égal au fluage en flexion, ce qui n’est pas toujoursvrai.)

25 mm

F=1350 N

1,3 mm15

2 m

m

F = 1350 N

25 mm

152

mm

1,3 mm

Fig. 4.05 Exemple de fluage dans une pièce tubulaire

Fig. 4.06 Fluage en flexion du ZYTEL® 101, 23°C, 50% HR; (�t = � (1+ 0,65 t 0.2) / Eo ; Eo = 1550 MPa)

0,10,01 101,0 1000 100001000,001

2

3

4

5

0

1

14 MPa

7 MPa

3,5 MPa

Time (hours)

Str

ain

(%)

5

4

3

2

1

0

Déf

orm

atio

n (

%) 14 MPa

7 MPa

3,5 MPa

Temps (heures)

0,001 0,01 0,1 1,0 10 100 1000 10 000

Nervures de renfort et raidisseursLes nervures de renfort permettent de raidir notablement lessections des poutres simples. Le plus souvent on remplaceavantageusement les éléments épais par d’autres, de plusfaible section (comme dans le cas des poutres «I»), avec un

gain de matière appréciable. Cependant, il faut toujours véri-fier que les contraintes ne dépassent pas les valeurs admissi-bles pour le matériau considéré.

Les bureaux d’études devront être attentifs à l’emploi de ner-vures dans une pièce moulée. Là où le nervurage peut appor-ter la rigidité désirée, il risque également de déformer la pièceaprès le moulage. On devra par conséquent prévoir les nervu-res avec circonspection, gardant en mémoire qu’il est plus facile de disposer des nervures dans un moule, que de les enretirer. Les nervures et les raidisseurs auront une épaisseurégale à la moitié ou aux deux tiers de l’épaisseur de la paroiqu’ils renforcent. Les nervures d’une certaine hauteur exi-gent une dépouille de 1⁄4 à 1⁄2 degré pour faciliter l’éjectionde la pièce hors du moule (voir tableau 3.01). Il existe deuxraisons à la disposition de nervures d’épaisseur inférieure àcelle de la paroi qu’elles renforcent: réduire les marques deretassure sur la face extérieure de la paroi, à cause du retraitplus important se produisant à l’intersection de la nervure etde la paroi; éviter la déformation de la pièce provoquée parune surépaisseur à cette intersection. La figure 4.07 illustre ceteffet.

Pour comparer l’effet de différentes épaisseurs de sections,inscrivons un cercle à l’intersection de la nervure et de la

paroi. Dans le cas où la nervure et la pièce ont une épaisseurE égale, avec un congé de rayon 0,5 E, on obtient un cercleinscrit d’un diamètre 1,5 E, soit 50% plus grand que l’épais-seur de la paroi. Un congé d’un rayon supérieur à 0,5 E necontribuerait pas notablement à renforcer l’angle, mais l’aug-mentation de la surface du cercle inscrit créerait un plusgrand risque d’apparition de vides dans cette zone qu’avecun congé dont le rayon serait maintenu à 0,5 E. Par contre,quand on réduit l’épaisseur de la nervure (en tireté sur la figure 4.07), le rayon des congés est mieux proportionné à lanouvelle épaisseur de la nervure E1, ce qui contribue à éviterla concentration des contraintes et la présence de vides àl’intersection des deux éléments, sans augmenter le diamètredu cercle inscrit.

r = 0,5 E

E

E

E1

∅=1,5E

Fig. 4.07 Dimensions des nervures

Fig. 4.08 Graphique pour le calcul d’une plaque nervurée (bidirectionnel)

tA x NW

0,050 0,15 0,200,100,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

tBtA

TtA

2,20 2,152,10

2,052,00

1,951,90

1,00

1,40

1,45

0,99 = VB

VA

1,50

1,55

1,60

1,651,70

1,751,80

1,85

0,98

0,970,96

0,95

0,90

0,80

0,70

0,60

0,50

eB

eA

EeA

eA×NL

27

Etant donné que l’emploi de nervures est très fréquemmentadopté pour améliorer la rigidité structurelle et réduire lepoids ainsi que le coût des pièces, on a mis au point des mé-thodes simplifiées permettant de déterminer les dimensionset l’espacement des nervures à prévoir pour garantir la rigi-dité requise.

La plupart des boîtiers, coffrets et carters tels que les casset-tes de magnétophone, les récipients sous pression, les capotsd’instruments de mesure ou de simples boîtes, sont soumis à un impératif commun: ils doivent présenter une rigidité suf-fisante pour résister à un effort. Etant donné que la rigiditéest directement proportionnelle au moment d’inertie de lasection transversale du boîtier, il est pratique de remplacerune pièce à section de paroi constante par un élément nervu-ré présentant la même rigidité pour un poids moindre, encoreque le calcul mathématique de cette équivalence soit parfoiscomplexe. Pour simplifier ce calcul, on a tracé la courbe dela figure 4.08 qui facilite la définition des nervures d’unepièce. (Eléments de base, voir le tableau 4.01).

Nervurage bidirectionnelLa courbe de la figure 4.08 représente la relation existant entre les plaques pleines et celles à nervures croisées (figure 4.09) présentant des moments d’inertie égaux. L’axedes abscisses porte l’échelle de eA N/L pour des valeurs de 0 à 0,2 (eA = épaisseur de la plaque pleine, N = nombre denervures par mm, et L = largeur de la plaque). On a pris lalargeur de la plaque comme unité de longueur pour tracer la courbe, L est donc égal à 1.

Notons que l’on a adopté une épaisseur de nervure égale àcelle de la paroi contiguë eB. Toutefois, si l’on désire amincirles nervures pour éviter la formation de vides, il est faciled’en déterminer le nombre et les dimensions.

Si, par exemple, des nervures ont une épaisseur de 2,5 mm et sont espacées de 25 mm, des nervures de 1,25 mm d’épais-seur et espacées de 12,5 mm donneront les mêmes résultats.L’échelle des ordonnées de gauche correspond aux valeursde 0,3 à 1 du rapport eB/eA. L’échelle des ordonnées de droitecorrespond aux valeurs de 1 à 2,2 du rapport E/eA.

eA

eB

L = 1 L = 1

E

Fig. 4.09 Plaque lisse et plaque nervurée équivalente

28

Les valeurs du rapport VB/VA du volume de la plaque nervu-rée à celui de la plaque pleine sont notées le long de la cour-be à des intervalles permettant une interpolation aisée. Pourun ensemble quelconque de valeurs des variables E, eB et N,le rapport des volumes précise le volume minimum de ma-tière requis pour obtenir une structure de rigidité équivalenteà celle du modèle initial non nervuré. Nous présentons ci-après quelques exemples de calculs.

Exemple 1 – Si aucune restriction n’est imposée à la concep-tion de la géométrie de l’élément à nervures croisées, onpeut utiliser la courbe de la figure 4.08 pour déterminer lesdimensions conduisant à une réduction donnée du coût et du poids de la pièce.

Donnée: Epaisseur de la plaque pleine (eA) = 4,5 mm.

On désire réaliser une économie de matière de 40%,

doncVB = 0,60VA

La courbe de la figure 4.08 donne:

(eA) (N) = 0,135, ou N =

0,135 ×1= 0,03 soit 3 nervures

L 4,5 sur 100 mm

eB = 0,44, d’où eB = (0,44) (4,5) = 2,0 mmeA

T = 1,875, d’où E = (1,875) (4,5) = environ 8,5 mm

eA

Exemple 2 – Si les conditions d’écoulement de la matièredans l’empreinte limitent l’épaisseur de la paroi, on calculela géométrie de la plaque nervurée comme suit:

Donnée: épaisseur de la plaque pleine (eA) = 2,5 mm.

On désire une épaisseur minimale (eB) = 1,0 mm.

donc = = 0,4

D’après la figure 4.08:

E = 1,95, où E = (1,95) (2,5) = 5,0 mmeA

(eA) (N) = 0,125, d’où N =

0,125 × 1 = 0,05 soit 1 nervure

L 2,5 tous les 20 mm

VB = 0,55VA

En adoptant une paroi de 1,0 mm et une épaisseur totale de5,0 mm, avec une nervure tous les 2 cm, on obtient une éco-nomie de matière de 45%.

Exemple 3 – Si l’épaisseur totale est limitée en raison des cotes intérieures ou extérieures de la pièce, on peut utiliser la courbe pour déterminer les autres dimensions:

Plaque pleine Plaque nervurée

eB

eA

1,02,5

Donnée: Epaisseur de la plaque pleine (eA) = 6,5 mm

On désire adopter une épaisseur totale maximum de la pla-que nervurée e = 10,8 mm,

doncE

=10,8

= 1,66eA 6,5


(eA) (N)= 0,175, d’où N =

0,175 × 1= 0,027 soit une nervure

L 6,5 tous les 37 mm

eB = 0,56, d’où eB = (0,56) (6,5) = 3,65 mmeA

VB = 0,76VA

Le modèle nervuré conduit à une économie de matière de 24%avec une nervure tous les 3,65 mm. Si, pour des raisonsd’ordre fonctionnel ou esthétique, on désire des nervuresplus minces, on obtient une structure équivalente en mainte-nant constant le produit du nombre de nervures par leurépaisseur. Dans le présent exemple, si l’on réduit l’épaisseurde moitié à 1,8 mm, il faut doubler le nombre de nervures,soit une tous les 18,5 mm.

Exemple 4 – Si le nombre de nervures par unité de longueurest limité en raison de la présence d’éléments à l’intérieur de la pièce, par exemple, ou bien de la nécessité d’adopterun espacement des nervures adapté aux structures contiguësou aux éléments décoratifs, il est possible de fixer le nombrede nervures et de déterminer ensuite les autres dimensionsconduisant au volume minimum de matière.

Donnée: Epaisseur de la plaque pleines (eA) = 4,0 mm.

On désire prévoir 0,04 nervure par mm, soit 4 nervures aux100 mm.

Pour une largeur égale à l’unité, on a:

(eA) (N) =

(4,0) (0,04) = 0,16

L 1


eB = 0,5, d’où eB = 0,5 × 4,0 = 2,0 mmeA

E = 1,75, d’où E = 1,75 × 4,0 = 7,0 mm

eA

VB = 0,68VA

La plaque ainsi déterminée aura une épaisseur totale de 7,0 mm, une épaisseur de paroi d’environ 2,0 mm et l’écono-mie de matière sera de 32%. (Un autre calcul à partir d’unevaleur de VB/VA = 0,90 ne conduit qu’à une économie de matière de 10%. Le choix dépendra des valeurs admissiblespour l’épaisseur de paroi et l’épaisseur totale.)

Nervurage unidirectionnelDes courbes ont été tracées qui permettent de comparer àl’aide de rapports sans dimension la géométrie des plaquespleines et des plaques nervurées unidirectionnelles de rigi-dité équivalente. L’épaisseur de la paroi non nervurée décou-lera des calculs qu’effectue habituellement l’ingénieur d’étu-de en remplaçant le métal par du plastique dans une structuredevant supporter une charge déterminée. En analysant lagrande section droite de cette paroi, on divise sa largeur ensections égales plus petites, on calcule le moment d’inertied’une section unitaire et on le compare à celui de son équi-valent nervuré.

La somme des moments d’inertie des petites sections estégale à celle de la section initiale.

La désignation des dimensions de la section droite est la suivante:

t = T–2H tan �

A (surface) = BW +H (T+t)

2

Wd = Epaisseur pour la déformation

WS = Epaisseur pour la contrainte

Pour définir l’une des petites sections de la structure totale,on utilise le BEQ de largeur équivalente :

BEQ = largeur totale de la section = Bnombre de nervures N

Les rapports d’épaisseur, calculés d’après le moment d’iner-tie de ces sections, ont été reportés graphiquement. Ces cal-culs ont été basés sur une épaisseur de nervure égale à 60%de l’épaisseur de la paroi. Les courbes des figures 4.10 et4.11 sont tracées selon des ordonnées chiffrées en épaisseurde paroi de la base pour la déformation (Wd / W) ou pour lacontrainte (WS / W).

Les abscisses expriment la valeur du rapport entre la profon-deur de la nervure et l’épaisseur de paroi (H/W). Les problè-mes suivants et leur solution, décrite étape par étape, mon-trent comment l’emploi de ces courbes simplifie les calculsde déformation et de contrainte.

Problème 1

Une plaque de cuivre de 4 mm d’épaisseur (C), fixée à uneextrémité et soumise à une force de 320 N, est à remplacerpar une plaque moulée en résine acétal DELRIN® (D). Déter-miner la section nervurée correspondante de la nouvelle plaque; dimensions, voir le croquis ci-après.

Module d’élasticité en flexion du cuivre EC = 105000 MPa

Module d’élasticité en flexion du DELRIN®

ED = 3000 MPa

H

W

T

t

B

B

Wd - Ws

�¡

Wd - WS

29

On calcule l’épaisseur d’une plaque en résine acétal DELRIN® de rigidité équivalente en mettant en équation les produits du module et du moment d’inertie des deux matériaux.

EC × WC3 = ED × Wd

3; où: 105000 × 43 = 3000 × Wd3

Ainsi: Wd = 13 mm.

On conseille une section nervurée, car une épaisseur de 13 mm n’est généralement pas considérée comme pratiquedans les structures plastiques, en raison principalement desdifficultés de mise en œuvre. Adoptons par conséquent uneépaisseur de paroi plus raisonnable de 3 mm, et calculons, pourune plaque comportant neuf nervures également espacées, la hauteur des nervures, la déformation et la contrainte.

Wd =13

= 4,33W 3

BEQ = = = 11,1 = = 3,7

Du graphique des déformations (figure 4.10) nous obtenons:

H = 5,7 H = 5,7 × 3 = 17,1 mmW

Du graphique des contraintes (figure 4.11) pourH

= 5,7 etBEQ

= 3,7 nous obtenons:W W

WS = 2,75 WS = 2,75 × 3 mm = 8,25 mmW

Déterminons le moment d’inertie et le module de résistancede la zone nervurée, équivalents à ceux de la plaque en plas-tique plein:

I = B WD3

= 100 × 133

= 18300 mm4

12 12

Z = BWS2

= 100 × 8,252

= 1130 mm3

6 6

Déformation maximum à l’extrémité libre:

� max = FL3

= 320 × 250 3

= 11,4 mm8 EI 8 × 3000 × 18300

Contrainte maximum à l’extrémité fixe:

� max = FL = 320 × 250 = 35,4 MPa2 Z 2 × 1130

On obtient, la résistance à la rupture du DELRIN® étant de 69 MPa, un coefficient de sécurité de 2.

250 mm

320 N

4 mm

100 mm

BN

1009

BEQW

11,13

30

Problème 2

Déterminer la déformation et la contrainte d’une structuretelle que celle représentée ci-dessous, réalisée en résine polyester thermoplastique RYNITE® 520, et supportée auxdeux extrémités.

Introduisons les valeurs connues:

BEQ = B = 60 = 15 BEQ = 15 = 5N 4 W 3

H = 18 – 3 = 15 H = 15 = 5W 3

Il ressort des courbes:

Wd = 3,6 Wd = 3,6 × 3 = 10,8W

Ws = 2,25 WS = 2,25 × 3 = 6,75 mmW

I = BWd3

= 60 ×10,83= 6300 mm4

12 12

Z = BWs2

= 60 × 6,752= 455 mm3

6 6

� max = 5 × FL3= 5 × 667,2 × 5083

= 20 mm384 EI 384 × 9000 × 6300

� max = FL = 667,2 × 508 = 93 MPa8 Z 8 × 455

La résistance à la rupture du RYNITE® 530, mesurée sur desbarreaux d’essai, est de 158 MPa. La contrainte admissiblepour les pièces plus complexes dépend de l’orientation localedes fibres de verre. Si l’on suppose que de ce point de vuel’orientation est correcte, un facteur de réduction de 0,8 estréaliste; la contrainte admissible est donc = 0,8 × 158 = 126 MPa.

Le facteur de sécurité applicable devient par conséquent:S = 126 / 93 = 1,35.

Remarque: Les nervures ayant une hauteur dépassant cinqfois leur épaisseur, et étant soumises à de fortes contraintesde compression, devront être vérifiées sous l’aspect des risques de gondolage (instabilité).

667,2 N 60

1,8 mm3 mm

18 mm

1°

508 mm

H W

1098765432100

1

2

3

4

0,62

1,0

1,25

1,87

2,5

3,75

5,06,257,5

10,012,515,020,025

37,55075

150

5

6

7

8

9

10

Height of rib ratio

Wd

W W

all t

hick

ness

rat

io

BE

Q

W

B

B

0,6 W

0,03R H

R

W

Wd

1°

Wd

Rap

po

rt d

es é

pai

sseu

rs d

e p

aro

iW

HRapport de la profondeur de nervure à l’épaisseur de paroiW

BE

QW

Fig. 4.10 Courbes de déformationLes courbes, établies par ordinateur, du graphique ci-dessus, tracées pour une épaisseur de nervure égale à 60% de celle de la paroi, constituent un moyen de calculer la déformation maximum d’une structure nervurée.(Pour d’autres épaisseurs de nervure, utiliser les formules des tableaux 4.01 et 4.02).

0,5 W

0,6 W

31

Fig. 4.11 Courbes de contrainteLes courbes, établies par ordinateur, du graphique ci-dessus, tracées pour une épaisseur de nervure égale à 60% de l’épaisseur de paroi, constituent un moyen de calculer la tolérance de contrainte maximum d’une structure nervurée.

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

0,62

1,0

1,25

1,87

2,5

3,75

5,06,257,5

10,012,5

15,020,0

2537

5075150

0

10

9

8

7

6

5

4

3

2

1

0

B

B

0,6 W

0,03R H

R

W

Ws

1°

H

WHeight of rib ratio

Ws

W W

all t

hick

ness

rat

io

BE

Q

W

Ws

Rap

po

rt d

es é

pai

sseu

rs d

e p

aro

iW

HRapport de la profondeur de nervure à l’épaisseur de paroiW

BE

QW

0,5 W

0,6 W

32

Formules pour la conception des structures

Tableau 4.01 Propriétés des sections

y1�

y2

h

b

H

H

C

h

h

h

b2

b2

B2

B2

B

B

b

H

b y1

y2

HHh h

B

B B

b

H

y1

y2

h

b

b2b

2

A = bh y1 = y2 = h cos � + b sin �2

y1 = y2 = H2

y1 = y2 = H2

y1 = y2 = 1 a2

I1 = I2 = I3 = 1 a4

12

y1 = H – y2

y2 =1 aH2 + B1d2 + b1d1 (2H – d1)2 aH + B1d + b1d1

y1 = H – y2

y2 = aH2 + bd2

2(aH + bd)

I1 = bh (h2 cos2 � + b2 sin2 �)12

I1 = BH3 + bh3

12

r1 = � (h2 cos2 � + b2 sin2 �)12

r1 = � BH3 + bh3

12 (BH + bh)A = BH + bh

A = BH – bh

A = bd1 + Bd+ a(H – d – d1)

I1 = BH3 – bh3

12

I1 = 1 (By3 – B1h3 + by3 – b1h3)3 2 1 1

I1 = 1 (By3 – bh3 + ay3 )3 2 1

r1 = � BH3 – bh3

12 (BH – bh)

r1 = � I(Bd + bd1) + a(h + h1)

r1 = � IBd + a(H – d)

Forme desection

Aire ADistance du

centre aux extrémitésde section y

1, y

2

Moments d’inertie I1 et I2autour des axes centraux

principaux 1 et 2

Rayons d’inertie r1 et r2

autour des axes centraux

H

B

dh

d1h1

b

B12

B12

b2

y1

y2

B

B B

b

a

b2

a2

b2

dh

h H H

dd

b

a

H

a2

y

y

y1

y2

d

A = Bh – b(H – d)

A = a2

A = bd

y1

y2

a

a

1 1

y1

y2

d

b

1 1y1 = y2 = 1 d

2I1 = 1 bd3

12

r1 = r2 = r3 = 0.289a

r1 = 0.289d

33

y1

y2

d

b

1 1

A = 1 bd2

y1 = 2 d3

y2 = 1 d3

I1 = d3 (B2 + 4Bb + b2)

36(B + b)r1 =

d � 2(B2 + 4Bb + b2)6(B + b)

Forme desection

Aire ADistance du

centre aux extrémitésde section y

1, y

2

Moments d’inertie I1 et I2autour des axes centraux

principaux 1 et 2

Rayons d’inertie r1 et r2

autour des axes centraux

y1

y2

d

B

b

1 1

A = 1 (B + b)d2

y1 = d 2B + b3(B + b)

y2 = d B + 2b3(B + b)

I1 = 1 bd3

36r1 = 0.2358d

R

R

A = � R2 y1 = y2 = R I = 1 � R4

4r = 1 R

2

R R01 1R0R

A = � (R2 – R 2)0y1 = y2 – R I = 1 � (R4 – R4)

4 0

R

2

2

1 1y1

y2

1��

2

2

R 1y

1

y2

��

2

2

R11y

1

y2

A = 1 � R2

2y1 = 0.5756R

y2 = 0.4244R

I1 = 0.1098R4

I2 = 1 � R4

8

r1 = 0.2643R

r2 = 1 R2

A = � R2

A = 1 R2 (2�2– sin 2�)

I1 = 1 R4 � � + sin � cos �4

+ 2 sin3 � cos �

I1 = R4

�� + sin � cos �4

I2 = 1 R4 �� – sin � cos ��4

– 16 sin6 �9(� – sin � cos � �

– 16 sin2 � �9�

r1 =

1 R � 1 + sin � cos � 16 sin2 �2 � 9�2

y1 = R �1 – 4 sin3 � 6� – 3 sin 2�

R � 4 sin3 � – cos � 6� – 3 sin 2�y2 =

r2 =1 R � 1 – 2 sin3 � cos �2 3(� – sin � cos �)

r2 = 1R � 1 – sin � cos �2 �

r2 = 1R �1 + 2 sin3 � cos �2 � – sin � cos �

– 64 sin6 �9(2� – sin 2�)2

– 2 sin3 � cos ��

I2 = R4�3� – 3 sin � cos �

12

R

tR

��

2

2

R1

t

1

y1

y2

A = 2 � Rt

A = � (2R – t) t

y1 = y2 = R I = � R3 t r = 0.707R

y1 = R �1 – 2 sin � 3�

y2 = 2R sin �3�

r1 = � I1A

r2 = � I2A

(1) Secteur circulaire(2) Couronne très étroite(3) Secteur de couronne étroite

(1)

(2)

(3)

y1 = R �1 – 2 sin � �1 – t + 1 �3� R 2 – t/RI1 = R3 t ��1 – 3t + t 2 – t 3 ×

2R R2 4R3

+ t 2 sin2 � �1 – t + t 2

�3R2 � (2 – t/R) R 6R2

I2 = R3t �1 – 3t+ t 2

– t 3

2R R2 4R3

× (� – sin � cos �)

y2 = R � 2 sin � + �1 – t 3� (2 – t/R) R

2 sin � – 3 � cos ��3�

�� + sin � cos � – 2 sin2 � �

Paroi mince

(pour les paroisépaisses voir:«Roark & Young»

r = � (R2 + R 2)014

34

Tableau 4.02 Formules de cisaillement, moment et flèche relatives aux poutresFormules de réaction pour les bâtis rigides

Notation: W = charge (N); w = unité de charge (N/mm linéaire); M est positif dans le sens des aiguilles d’une montre; V est positif vers le haut; y est positif vers le haut. Le moment des forces, les couples, les charges et les réactions sont positifs quand ils agissent dans le sens indiqué.Toutes les forces sont indiquées en N, toutes les flèches en N par mm linéaire et les dimensions en mm. � est en radians. I = moment d’inertie de la section de la poutre (mm4).

l

x

y

WY

O BX

A�

R2 = + W

V = – W

M = –Wx

Max M = –Wl à B

Mode de sollicitationRéactions R1 et R2,

cisaillement vertical V

Moment de flexion Met moment maximum

de flexion

Flèche y, flèche maximale pente en extrémité �

l

WY

OC

X

A B

b a

R2 = + W

(A à B) V = 0

(B à C) V = – W

y = 1 W (x3 – 3l 2 x + 2l 3)6 El

Max y = – 1 Wl 3à A

3 El

� = + 1 Wl 2à A

2 El

R2 = + W

V = – W xl

(A à B) M = 0

(B à C) M = –W(x – b)

Max M = –Wa à C

M = M0

Max M = M0 (A à B)

(A à B) M = 0

(B à C) M = M0

Max M = M0 (B à C)

(A à B) M = + 1 Wx2

(B à C) M = + 1 W (l – x)2

Max M = + 1 Wl à B4

(A à B) y = – 1 W (–a3 + 3a2l – 3a2x)6 El

l

YA

M0

BXO

R2 = 0

V = 0

l

YA

a

BM0

CXO

Bl

YA W C

XO

l2

R2 = 0

V = 0

M = – 1 W x2

2 l

R1 = + 1 W2

R2 = + 1 W2

(A à B) V = + 1 W2

(B à C) V = – 1 W2

(B à C) y = – 1 W �(x – b)3 – 3a2 (x – b) + 2a3�6 El

Max y = – 1 W (3a2l – a3)6 El

� = + 1 Wa2(A à B)

2 El

y = – 1 W (x4 – 4l 3 x + 3l 4)24 Ell

Max y = – 1 Wl 3

8 El

Porte à faux, charge en extrémité

Porte à faux, charge intermédiaire

Porte à faux, charge uniform

Porte à faux, couple en extrémité

Porte à faux, couple intermédiaire

Support en extrémitécharge au centre

Max M = – 1 Wl à B2

� = + 1 Wl 2à A

6 El

y = 1 M0 (l 2 – 2l x + x2)2 El

Max y = + 1 M0l 2à A

2 El

(A à B)

y = M0a �l – 1 a – xEl 2

(B à C)

y = 1 M0 �(x – l + a)2 – 2a (x – l + a) + a2�2 El

(A à B) y = – 1 W (3l 2 x – 4x3)48 El

Max y = M0a �l – 1 a à AEl 2

� = – M0a (A à B)El

Max y = – 1 Wl 3à B

48 El

� = – 1 Wl 2à A

16 El

� = + 1 Wl 2à C

16 El

� = – M0l à AEl

l

l

l

l

l

l

l

Y

OB

X

A

W = wl

l

W = wl

35

l

Y

Aw

BX

O

W=wl

R1 = + 1 W2

R2 = + 1 W2

V = 1 W �1 – 2x 2 l

M = 1 W �x – x2

2 l

Mode de sollicitationRéactions R1 et R2,



de flexion


l

Y

A

a bW

CX

BO

R1 = + W bl

R2 = + W al

(A à B) V = + W bl

(B à C) V = – W al

y = – 1 Wx (l 3 – 2l x2 + x3)24 Ell

l

Y

BX

O

AM0

(A à B) M = + W b xl

(B à C) M = + W a (l – x)l

Max M = + W ab à Bl

(A à B) y = – Wbx �2l (l – x) – b2 – (l – x)2�6Ell

B

W

l

Y

XO

CA M2

l2

l

B

Y W

XO

CAb a

M2

(B à C) y = – Wa (l – x) �2l b – b2 – (l – x)2�6Ell

Max y = – Wab (a + 2b) �3a (a + 2b)27Ell

Support en extrémité,charge uniforme.

Support en extrémité,charge intermédiaire.

Support en extrémité,couple en extrémité.

Une extrémité fixe,une extrémitésupportée.Charge médiane.

Une extrémité fixe,une extrémitésupportée.Charge intermédiaire.

(A à B) y = 1 W (5x3 – 3l 2x)96 El

(B à C) y = 1 W �5x3 – 16 �x – l 3

– 3l 2x�96 El 2

Max M = + 1 Wl8

à x = 1 l

2

Max y = – 5 Wl 3à x = 1

l384 El 2

� = – 1 Wl 2à A; � = + 1 Wl 2

à B24 El 24 El

R1 = – M0

l

R1 = + M0

l

V = R1

M = M0 + R1x

Max M = M0 à A

(A à B)

M = 5 Wx16

(B à C)

M = W �1l –11 x2 16

Max +M = 5 Wl à B32

Max –M = – 3 Wl à C16

à x = � 1a (a + 2b) quand a > b3

� = – 1 W �bl – b3

à A6 El l

� = + 1 W �2bl + b3 – 3b2 à C

6 El l

y = – 1 M0 �3x2 – x3– 2l x6 El l

R1 = 5 W16

R2 = 11 W16

M2 = 3 Wl16

(A à B) V = + 5 W16

(B à C) V = – 11 W16

Max y = 0.0642 M0l 2

à x = 0.422lEl

� = – 1 M0l à A; � = + 1 M0l à B3 El 6 El

(A à B) M = R1x

(B à C)

M = R1x – W(x – l + a)

Max + M = R1(l – a) à B;

valeur max. possible

= 0.174 Wl

quand a = 0.634l

Max – M = – M2 à C;

valeur max. possible

= – 0.1927Wl

pour a = 0.4227l

R1 = 1 W �3a2l – a3

2 l 3

R2 = W – R1

(A à B) V = + R1

(B à C) V = R1 – W

M2 = 1 W �a3 + 2al 2 – 3a2l 2 l 2

Max y = – 0.00932 Wl 3à x = 0.4472l

El

� = – 1 Wl 2à A

32 El

(A à B) y = 1 �R1 (x3 – 3l 2x) + 3Wa2x�6El

(B à C)

y = 1 R1 (x3 – 3l 2x) + W �3a2x – (x – b)3��6El

Si a < 0.586l, max y est entre A et B à:

Si a > 0.586l, max y est à: x = l (l 2 + b2)3l 2 – b2

Si a > 0.586l, max y est à B et x = – 0.0098 Wl 3,

Elfléchissement max. possible

� = 1 W �a3– a2 à A

4 El l

x = l �1 – 2l

3l – a

(4)

(4)

(4) M2 = Moment de la contrainte

l

l

l

l

l

l

W = wl

36

l

Y

Aw

B XO

W = wl

M2

R1 = 3 W8

R2 = 5 W8

M2 = 1 Wl8

V = W � 3 – x 8 l

M = W � 3 x – 1 x2

8 2 l

Mode de sollicitation

Réactions R1 et R2,moment de contrainte

M1 et M2



de flexion


l

Y

A BM0

XO

M2

R1 = – 3 M0

2 l

R2 = + 3 M0

2 l

M2 = 1 M02

V = – 3 M0

2 l

y = – 1 W (3l x3 – 2x4 + l 3x)48 Ell

l

Y

A CX

O

M2M0

B

a

M = 1 M0 �2 – 3 x 2 l

Max + M = M0 à A

Max – M = 1 M0 à B2

y = 1 M0 �2x2 – x3– x l 4 El l

l

B

WY

XO

CA M2M1

l

2

Une extrémité fixe.Une extrémitésupportée.Charge uniforme.

Une extrémité fixe.Une extrémitésupportée.Couple en extrémité.

Une extrémité fixe.Une extrémitésupportée.Couple intermédiaire.

Les deux extrémitésfixes.Charge au centre.

(A à B) y = – 1 W (3l x2 – 4x3)48 El

Max y = – 1 Wl 3à B

192 El

Max + M = 9 Wl à x = 3l

128 8

Max – M = – 1 Wl à B8

Max y = – 0.0054 Wl 3 à x = 0.4215l

El

� = – 1 Wl 2à A

24 El

R1 = – 3 M0 �l 2 – a2

2 l l 2

R2 = + 3 M0 �l 2 – a2

2 l l 2

M2 = 1 M0 �1 – 3 a2 2 l 2

(A à B) V = R1

(B à C) V = R1

(A à B) M = R1x

(B à C) M = R1x + M0

Max + M = M0 �1 – 3a(l 2 – a2)�2l 3

à B (à droite)

Max – M = –M2 à C

(quand a < 0.275 l )

Max – M = R1a à B (à gauche)

(quand a > 0.275 l )

(A à B) M = 1 W (4x – l )8

(B à C) M = 1 W (3l – 4x)8

Max + M = 1 Wl à B8

Max – M = – 1 Wl à A et C8

(A à B)

y = M0 �l 2 – a2

(3l 2x – x3) – (l – a)x�El 4l 3

R1 = 1 W2

R2 = 1 W2

M1 = 1 Wl8

M2 = 1 Wl8

(A à B) V = + 1 W2

(B à C) V = – 1 W2

Max y = – 1 M0l 2à x = 1

l27 El 3

� = – 1 M0l à A4 El

(B à C)

y = M0 �l 2 – a2

(3l 2x – x3) – l x + 1 (x2 + a2)�El 4l 3 2

� = M0 �a – 1l – 3 a2

à AEl 4 4 l

l

l

W = wl

l

l

l

37

l

B

W

Y

XO

CAa b

M2M1

R1 = Wb2(3a + b)

l 3

R2 = Wa2(3b + a)

l 3

M1 = W ab2

l 2

M2 = W a2bl 2

(A à B) V = R1

(B à C) V = R1 – W

(A à B)

M = – W ab2+ R1x

l 2


Réactions R1 et R2,moment de contrainte

M1 et M2



de flexion


l

Y

A BX

O

W = wl

M1 M2

R1 = 1 W2

R2 = 1 W2

M1 = 1 Wl12

M2 = 1 Wl12

V = 1 W �1 – 2x 2 l

(A à B)

y = 1 Wb2x2(3ax + bx – 3a l )

6 Ell 3

l

YCA

XO

M2M0M1

B

a

M = 1 W �x – x2

– 1 l 2 l 6

Max + M = 1 Wl à x = 1l

24 2

Max – M = – 1 Wl à A et B12

y = 1 Wx2(2l x – l 2 – x2)

24 Ell

Les deux extrémités fixes.Charge intermédiaire.

Les deux extrémités fixes.Charge uniforme.

Les deux extrémités fixes.Charge intermédiaire.

R1 = – 6 M0 (al – a2)l 3

R2 = 6 M0 (al – a2)l 3

M1 = – M0 (4la – 3a2 – l 2)l 2

M2 = M0 (2la – 3a2)l 2

V = R1

(A à B) M = – M1 + R1x

(B à C) M = – M1 + R1x + M0

Max + M = M0 �4 a – 9 a 2+ 6 a3

– 1 l l 2 l 3

(A à B)

y = – 1 (3M1x2 – R1x3)6El

(B à C)

y = 1 �(M0 – M1) (3x2 – 6l x + 3l 2)6El

– R1 (3l 2x – x3 – 2l 3)�

Max y = – 1 Wl 3à x = 1

l384 EI 2

(B à C)

M = – W ab2+ R1x – W (x – a)

l 2

Max + M = – W ab2+ R1 à B;

l 2

valeur max possible =1 Wl8

quand a = 1l

2Max – M = – M1 quand a < b;

valeur max possible = –0.1481 Wl

quand a = 1l

3Max – M = – M2 quand a > b;

valeur max possible = –0.1481 Wl

quand a = 2l

3

(B à C)

y = 1 Wa2 (l – x)2�(3b + a) (l – x) – 3bl �

6 Ell 3

Max y = – 2 W a3b2

3 El (3a + b)2

Max y = – 2 W a2b3

3 El (3b + a)2

à x = l – 2bl quand a < b3b + a

à x = 2a l quand a > b3a + b

Max + M = M0 �4 a – 9 a 2+ 6 a 3

l l 2 l 3

juste à droite de B

juste à gauche de B

Max – y à x =2M1 quand a >

1l

R1 3

Max – y à x = l –2M2 quand a <

2l

R2 3

l

l

l

W = wl

38

Tableau 4.03 Formules pour contraintes et déformations en torsion

Formules générales : � = MTl, � =

MT , où � = angle de torsion (radians) ; MT = moment de torsion (N · mm) ; l = longueur (mm) ;KG Q

� = contrainte de cisaillement unitaire (MPa) ; G = module de cisaillement (MPa) ; K (mm4) sont fonction de la section droite.

Formes et dimensions des sections droites

Section circulaire pleine

Formule pour K dans � = MT l

KG

K = 1 �r 4

2

Formule de la contrainte de cisaillement

Max � = 2MT au bord� r3

2r

Section elliptique pleine

2 b

2a

K = �a3b3

a2 + b2Max � = 2MT aux extrémités

� ab2des axes mineurs

Section carrée pleine

a

K = 0.1406a4 Max � = MT au milieu de0.208a3

chaque côté

Section rectangulaire pleine

a

b

K = a3b� 1 – 0.28 a �1 – a4

�3 b 12b4Max � = MT(1.8a + 3.0b) au milieu de

a2b2chaque grand côté

Section circulaire creuse concentrique

r1

r0

K = 1 � (r 4 – r 4)2 1 0 Max � = 2MT r1 à la limite extérieure

� (r4 – r4)1 0

t

K = 1 Ut3

2 Max � = MT(3U + 1.8t) , le long des deuxU2t 2

bords loin des extrémités. (Ceci suppose que t est

petit par rapport au plus petit rayon de courbure

de la ligne médiane.)

Tout tube ouvert mince d’épaisseur uniforme,U = longueur de la ligne médiane, représentéeen tireté

(b ≥ a)

39

Forme du récipient

Cylindrique

Sphérique

Tore


Pression intérieur(ou extérieure)uniforme p, MPa

Pression intérieure(ou extérieure)uniforme p, MPa

Tore complet sous unepression intérieure uniforme p, MPa

1 = pR2t

2 = pRt

Translation radiale = R ( 2 – v 1).E

Pression extérieure d'affaissement p� = t � y R 1 + 4 y �R2

E t

Pression intérieure d'éclatement pu = 2 utR

Ici u = résistance à la traction,

où y = limite élastique à la compression. Cette formule est destinée à la rupture

non élastique et elle ne s'applique que lorsquep�R

> limite proportionnellet

1 = 2 = pR2t

Translation radiale = 1 (1 – v ) RE

1 = pb �1 + at 2r

Max 1 = pb � 2a – b à 0t 2a – 2b

2 = pR (uniforme partout)2t

Formules

Récipients à paroi mince – Contraintes de membranes 1 (méridienne) et 2 (périphérique)

t 2

1R

t

2

1

R

O

t

r a b

1

Récipients à paroi épaisse – Contraintes de paroi σ1 (longitudinale), σ2 (circonférentielle) et σ3 (radiale)

Tableau 4.04 Formules des contraintes et déformations dans les récipients sous pressionNotation pour les récipients à paroi mince: p = pression unitaire (MPa) ; σ1 = contrainte de membrane méridienne, positive quand il s’agitd’une tension (MPa) ; σ2 = contrainte de membrane périphérique, positive quand il s’agit d’une tension (MPa) ; τs = contrainte au cisaillement(MPa) ; R = rayon moyen de la circonférence (mm); t = épaisseur de la paroi (cm) ; E = module d’élasticité MPa) ; v = coefficient de Poisson.

Notation pour les récipients à paroi épaisse: σ1 = contrainte de paroi méridienne, positive quand elle agit dans le sens indiqué (MPa) ; σ2 = contrainte de paroi périphérique, positive quand elle agit dans le sens indiqué (MPa) ; σ3 = contrainte de paroi radiale, positive quandelle agit dans le sens indiqué (MPa) ; a = rayon intérieur du récipient (mm); b = rayon extérieur du récipient (mm); r = rayon allant de l’axe aupoint où doit s’établir la contrainte (mm); ∆a = variation du diamètre intérieur dû à la pression, positif quand il représente une augmentation(mm); ∆b = variation du diamètre extérieur, positif quand il représente une augmentation (mm). Les autres notations sont les mêmes que celles utilisées pour les récipients à parois minces.

40

Forme du récipient

Cylindrique


1. Pression radiale intérieureuniforme, p MPa (Pressionlongitudinale nulle ouéquilibrée extérieurement)

2. Pression radiale extérieureuniforme p MPa

3. Pression intérieureuniforme p MPa danstoutes les directions

Pression intérieure uniforme p MPa

Pression extérieure uniforme p MPa

1 = 0

2 = p a2 (b2 + r2) Max 2 = p b2 + a2sur face interne

r2 (b2 – a2) b2 – a2

3 = – p a2 (b2 – r2) Max 3 = – p sur face interner2 (b2 – a2)

Max � = p b2sur face interne

b2 – a2

�a = p a � b2 + a2+ v ;

E b2 – a2

�b = p b � 2a2

E b2 – a2

Formules

Récipients à paroi épaisse – Contraintes de paroi 1 (longitudinale), 2 (circonférentielle) et 3 (radiale)

σ2

σ1

σ3

ra

b

Sphérique

σ2

σ1σ3

ra

b

1 = 2 = p a3 (b3 + 2r3) Max 1 = max 2 = p b3 + 2a3sur face intérieure

2r3 (b3 – a3) 2(b3 – a3)

3 = – p a3 (b3 – r3) Max 3 = – p sur face intérieurer3 (b3 – a3)

Max � = p 3b3sur face intérieure

4(b3 – a3)

�a = p a � b3 + 2a3(1 – v ) + v� ;

E 2(b3 – a3)

�b = p b � 3a3(1 – v )�E 2(b3 – a3)

Pression de fluage py =2 y �1 –

a3

3 b3

1 = 0

2 = – p a2 (b2 + r2) Max 2 = – p 2b2sur face interner2 (b2 – a2) b2 – a2

3 = – p b2 (r2 – a2) Max 3 = – p sur face externer2 (b2 – a2)

Max � = 1 max 2 sur face interne2

�a = – p a � 2b2

;E b2 – a2

�b = – p b �a2 + b2– vE b2 – a2

1 = p a2, 2 et 3 identiques à cas 1.

b2 – a2

�a = p a �b2 + a2– v � a2

– 1 � ;E b2 – a2 b2 – a2

�b = p b � a2(2 – v)�E b2 – a2

1 = 2 = – p b3 (a3 + 2r3) Max 1 = – max 2 = – p 3b3sur face intérieure

2r3 (b3 – a3) 2(b3 – a3)

3 = – p b3 (r3 – a3) Max 3 = – p sur face externer3 (b3 – a3)

�a = – p a � 3b3(1 – v )� ;

E 2(b3 – a3)

�b = – p b � a3 + 2b3(1 – v ) – v �E 2(b3 – a3)

41

Tableau 4.05 Gauchissement des colonnes, couronnes et cintresE = module d’élasticité, I = moment d’inertie de la section droite autour de l’axe central perpendiculaire au plan de flambage. Toutes les dimensions sont en mm, toutes les forces en N, et tous les angles en radians.

Forme du barreau,mode de sollicitation et de support

Fc = �2 El4 l 2

Formules de la charge critiqute Fc, de la charge unitaire critique qc

l

F

l

F

F

0.7l

0.3l

Fc = �2 Ell 2

Fc = �2 El(0.7l )2

Barreau droit uniforme, sous chargeappliquée en extrémité. Une extrémité fixe,l’autre pivotante en charnière, sollicitéehorizontalement sur l’extrémité fixe.

q

r

qc = 3 Elr2

Couronne circulaire uniforme soumise à unepression radiale uniforme q N•m. Rayonmoyen de la couronne r.

2�

q

qc = El � �2– 1 r3 �2

Cintre circulaire uniforme soumis à unepression radiale uniforme q. Rayon moyen r.Extrémités pivotantes en charnière.

2�

q

qc = El (k2 – 1)r3

Cintre circulaire uniforme soumis à unepression radiale uniforme q. Rayon moyen r.Extrémités fixes. Lorsque k dépend de � et est calculé par analyse statique à partir de l’équation:

k tan � cot k� = 1 ou à partir du tableau suivant:

� = 15° 30° 45° 60° 75° 90° 120° 180°

k = 17.2 8.62 5.80 4.37 3.50 3.00 2.36 2.00

l

l

Barreau droit uniforme, sous chargeappliquée en extrémité. Une extrémité libre,l’autre fixe.

Barreau droit uniforme, sous chargeappliquée en extrémité. Les deux extrémitéspivotantes à la manière d’une charnière.

0,7 l

0,3 l

42

Tableau 4.06 Formules pour les plaques planesNotation: W = Charge totale appliquée (N); p = charge unitaire appliquée (MPa); t = épaisseur de la plaque (mm); = contrainte unitaire à la surface de la plaque (MPa); y = fléchissement vertical de la plaque à partir de sa position initiale (mm); � = pente de la plaque mesurée à partirde l’horizontale (rad); E = module d’élasticité ; � = coefficient de Poisson; r indique la distance à partir du centre d’une plaque circulaire. Les autres dimensions et les symboles correspondants sont indiqués sur les figures. Un signe positif pour indique une tension à la face supérieureet une compression égale à la face inférieure; un signe négatif indique des conditions inverses. Un signe positif pour y indique un fléchissementorienté vers le haut, un signe négatif indique un fléchissement orienté vers le bas. Les indices r, t, a et b utilisés avec représentent respectivementla direction radiale, la direction tangentielle et la direction de la dimension a ou de la dimensions b. Toutes les dimensions sont en mm.


Bords supportés.Charge uniforme sur la totalité de la surface.

Formules de contrainte et de fléchissement

Y

W = p�a2

Circulaire et pleine

(A r) r = – 3W �(3 + �)�1 – r2

�8�t2 a2

t = – 3W �(3 + �) – (1 + 3�) r2

�8�t2 a2

(Au centre) Max r = t = – 3W (3 +�)8�t2

Max y = – 3W (1 – �) (5 + �) a2

16�Et3

r1

a

Bords fixés.Charge uniforme sur la totalité de la surface.

l

W = p�a2

Charge uniforme sur la totalité de la surface

(A r) r = 3W �(3 + �) r2– (1 + �)�8�t2 a2

t = 3W �(3 + �) r2– (1 + �)�8�t2 a2

(Au bord) Max r = 3W ; t = � 3W4�t2 4�t2

(Au bord) � = 3W (1 – �) a2�Et3

(Au centre) r = r = – 3W (1 + �)8�t2

Max y = – 3W (1 – �2) a2

16�Et3

= 0.50 a2 p

t2 �1+0.623 a6

b6

= 0

0.142 a4 p

Et3 �1+2.21 a3

b3

0.0284 a4 p

Et3 �1+1.056 a5

b5

= 0.167 a2 p

t2

(a=b)

= 0.75 a2 p

t2 �1 + 1.61 a3

b3

Max y

Au centrede la plaque

Bords supportés Bords fixés

Au centredu bord

(0 ≤ r ≤ a)

b

a

43

Mode de sollicitation Formules de contrainte et de fléchissement

Triangle équilatéral, plein

Secteur circulaire, plein

Bords supportésCharge d’intensité prépartie sur la totalitéde la surface

1/3ay

aO

X

O

a

�

Bords supportésCharge d’intensité prépartie sur la totalitéde la surface

A CC

BL

Plaque semicirculaire pleine,charge uniforme p, tous les bords immobilisés

Max r = ß pa2Max 1 = ß1

pa2Max y = � pa4

t2 t2 Et2

(valeurs pour � = 0.3)

� 45° 60° 90° 180°ß 0.102 0.147 0.240 0.522ß1 0.114 0.155 0.216 0.312� 0.0054 0.0105 0.0250 0.0870

Max = r à A = 0.42pa2

t2

r à B = 0.36pa2

t2

Max t = 0.21pa2à C

t2

Max x = 0.1488 pa2à y = 0, x = – 0.062a

t2

Max y = 0.1554 pa2à y = 0, x = 0.129a (valeurs pour � = 0.3)

t2

Max y = pa4 (1 – �2) au centre O.81Et3

44

5 – Exemples de conception

Une nouvelle étude de la roueLes pièces tournantes en matières plastiques telles que lesengrenages, poulies, rouleaux, cames, cadrans, etc., ontconstitué longtemps les principales applications de l’industrie.Il y a seulement peu de temps que le potentiel de conceptionoffert par les plastiques a été pris en compte pour des piècestournantes de plus grandes dimensions, telles que les rouesde bicyclettes, de motocyclettes et même d’automobiles. Le type de sollicitation pouvant être très différent d’un cas à l’autre, il semble utile d’examiner certaines considérations à prendre en compte lors de la conception d’une roue enplastique, particulièrement en ce qui concerne la jante, le voile ou les rayons.

Conception du voile et des rayonsDu point de vue du mouleur, la roue idéale aurait une épais-seur constante dans toutes ses parties pour faciliter le rem-plissage puis le refroidissement uniforme du moule. A laplace des rayons, l’espace compris entre le moyeu et la janteserait constitué d’un voile plein qui permettrait l’écoulementsymétrique de la résine vers la jante, en dissipant les lignesde soudure au niveau de celle-ci. Les roues de ce type ont effectivement trouvé des applications commerciales, avec de petites modifications destinées à l’amélioration de lastructure.

La roue et la poulie représentées à la figure 5.01 illustrentce type de dessin. La poulie en DELRIN®, de 114 mm de dia-mètre, remplace celle en métal coulé sous pression, grâce à un poids et un coût moindres.

Quand le voile est plein, la stabilité axiale est apportée par sasurface ondulée. Cette forme de voile a été choisie de préfé-rence aux nervures radiales, car elle ne donne pas naissanceaux surépaisseurs entraînées par le nervurage (figure 5.02),et les différences de retrait radiales qui en résultent. Au sur-plus, ce dessin réduit les possibilités d’emprisonnement d’airlors du moulage.

Lorsque la présence de rayons est indispensable – si l’effetd’un vent latéral est à éviter ou que l’on recherche une sur-face minimum – on sera attentif à la définition du nombre de rayons, à l’épaisseur de paroi et à la conception de lajointure des rayons avec la jante et le moyeu. Un nombreélevé de rayons est préférable. Si, par exemple, on disposecinq raisons ayant une épaisseur double de celle du moyeu etde la jante, les différences de retrait peuvent conduire à unejante non circulaire. Par contre, dix rayons de la même épais-seur permettront d’obtenir un retrait uniforme et la structurerequise.

De surcroît, plus les distances entre rayons au niveau de lajante seront courtes, plus les variations de rigidité de celle-ciseront faibles lors de sa rotation. Etant donné que le gauchis-sement de la jante varie selon le cube de la distance entre lespoints de support des rayons, en doubler le nombre pour unesection droite donnée de la jante réduit ce gauchissement parun facteur de huit.

L’épaisseur des rayons doit être constante entre le moyeu etla jante, afin de permettre un refroidissement équilibre de lamatière. Le nervurage destiné au renforcement axial doit êtredisposé sur les bords des rayons, pour entraîner le minimumde modification dans l’épaisseur (figure 5.03).

Les rayons doivent être contournés à leur jointure sur lemoyeu et la jante de manière à améliorer l’écoulement de lamatière au cours du moulage et à réduire les concentrationsde contraintes. Ceci est particulièrement important au niveaude la jante, du fait qu’un tel contournage renforcera celle-ciet permettra de réduire son fléchissement sous la charge.

45

Une géométrie triangulaire, à voile formé en dé-coupe, renforce la résistance de cette poulie enDELRIN® (au premier plan). Elle permet de rédui-re le coût à 27 cts, économie appréciable sur leprix des poulies en zinc, qui s’élève à 3 dollars.

La stabilité axiale de cette roueen polyamide est apportée parson voile ondulé.

Conception classiqueen nervures, avec uneaugmentation impor-tante de l’épaisseur aux intersections.

Conception échelonnéedes nervures, avec unepetite augmentation del’épaisseur aux inter-sections.

Nervurage ondulé permettant le minimumd’augmentation del’épaisseur.

Conseillé

Fig. 5.01 Conception typique d’un voile plein pour roues en plastique

Fig. 5.02 Comparaison de conceptions à nervures ou à voile

Fig. 5.03 Conception de rayons de roue

Conception de la janteLes exigences du dessin de la jante pourront varier si cettedernière est garnie, ou non, d’un bandage ou si celui-ci estplein ou pneumatique.

Les roues sans bandage sont fréquemment utilisées sur lesmatériels de manutention pour lesquels les vibrations et lesbruits n’ont pas d’importance. Dans ce type d’utilisation, oùla résistance au choc est primordiale, les jantes sont couram-ment moulées en épaisseurs allant jusqu’à 9,5 mm. L’accrois-sement de la durée du cycle de moulage qui en résulte peutaugmenter le coût de la mise en œuvre à un point tel qu’ildevient plus économique de mouler une roue plus mince, et – utilisant celle-ci comme insert – surmouler un bandageélastique autour d’elle.

Si l’on utilise un bandage pneumatique, la jante sera soumiseà une pression constante, l’effet du fluage sur sa géométriedoit alors être pris en compte. On démontre que la force extérieure qui s’exerce sur la jante est le produit de la pres-sion dans le pneumatique par le rayon de la section droite de celui-ci, produit auquel s’ajoute la pression directe sur la jante elle-même.

D’après la figure 5.04, les contraintes dans la section droitecritique sont:

FPNEU = pr sin (45)

FJANTE = FPNEU sin (45)

contrainte de flexion:

�B = 6 (FJANTE L + 1/2 pL2) / t2

contrainte de membrane:

�M = FJANTE / t

Pour r = 16 mm, L = 18 mm, t = 8 mm et p = 0,5 MPa

ceci donne:

FJANTE = 4 N

�B = 14,5 MPa

�M = 0,5 MPa

46

FPneu

FJanteL

p

45°

rp

A B

r

p

L

Chambre à air

Section droite critiqueépaisseur t

Fig. 5.04 Conception d’une jante

Il dépend de la température nominale que la contrainte totalede 15 MPa soit assez faible pour limiter la déformation parfluage. De plus faibles niveaux de contrainte peuvent êtreobtenus pour maintenir faible la hauteur de la jante (soumiseà la pression interne), voir figure 5.04B. On peut ajouter unnervurage radial, comme indiqué, pour raidir encore la jantecontre les charges radiales.

Joints de récipients sous pressionLes joints des obturateurs d’extrémité des récipients cylindri-ques sous pression doivent être positionnés avec soin, afinde réduire au maximum le fluage. La Fig. 5.05A présentedes exemples d’application incorrecte (le fluage diminue lapression sur le joint, ce qui nuit à son étanchéité) ; une solu-tion appropriée est fournie dans la Fig. 5.05B, où des douillesmétalliques sont également employées afin d’éviter uneréduction des forces d’assemblage due au fluage.

A

Non

B

Oui

Le joint torique est compriméradialement. Autres moyenspour diminuer le fluage:1. Les flasques pourraient être

raidis par des nervures, ou2. Des anneaux métalliques

seraient disposés sur la périphérie, et placés sousles boulons.

Pression

Non Oui

Fig. 5.05 Etanchéité d’une fermeture d’extrémité

Fig. 5.06 Etanchéité d’un couvercle à encliquetage

Aspect économique de la conception et coût des matières premièresL’une des tâches essentielles de l’ingénieur d’étude est demettre au point la conception la plus économique, mais enchoisissant le matériau il est souvent abusé par l’étiquette duproduit le moins cher. Son choix n’est alors pas le plus avan-tageux comme le montrent les exemples suivants:

Conception d’une roue de bicycletteLa première considération, dans le choix du matériau pourune roue de bicyclette, consiste habituellement à trouver lameilleure combinaison de ténacité et de rigidité. Parmi lesproduits qui pourraient se substituer au ZYTEL® ST renforcéde fibre de verre – utilisé pendant des années pour cette application – un grade de polypropylène (renforcé de 20%de fibre de verre) s’approche des propriétés physiques requi-ses (avec une marge de sécurité convenable) tout en offrantune réduction de prix de vente appréciable (voir figure 5.07).

La conception de cette roue en polypropylène exigerait 145 gde produit supplémentaires pour répondre aux exigences derigidité, mais des économies spectaculaires seraient réaliséessi l’on ne considérait que le prix de la résine.

ZYTEL® ST Polypropylène

Poids de la roue 0,91 kg 1,05 kgPrix de la résine (par kg) $ 4.12 $ 1.76Coût de la résine par roue $ 3.73 $ 1.86NB: les prix exprimés ici peuvent être soumis à changement !

Polypropylène

ZYTEL® ST

Fig. 5.07 Jante de roue

Mais d’autres facteurs affectent les coûts. Equipée d’unmoule à empreinte unique, une presse de 4,9 méganewtonspeut produire 250000 roues en polyamide ZYTEL® ST par an,sur la base de l’activité de deux équipes. Compte tenu dutemps de mise en œuvre plus prolongé lié au polypropylène– cycle de 130 secondes contre 60 secondes pour le poly-amide – deux moules à empreinte unique seraient nécessairespour égaler cette production.

De même, le volume du polypropylène étant plus grand, il serait nécessaire d’employer deux presses de 5,8 méga-newtons.

L’investissement serait plus que doublé. Après le calcul des frais financiers, de l’accroissement des temps de maind’œuvre et de fonctionnement des machines, l’aspect du bilan serait modifié. (Il n’y a pas été tenu compte du coûtsupplémentaire attaché aux problèmes de contrôle de qualitédécoulant d’épaisseurs plus fortes.) Il faut ajouter les fraishabituels de commercialisation et les amortissements. Lacomparaison apparaît alors comme suit:

ZYTEL® ST Polypropylène

Prix par roue pour l’utilisateur $ 6.01 $ 5.77

Un avantage de quatre pour cent subsiste en faveur du prix devente de la roue en polypropylène, c’est peu pour compenserl’immense supériorité de la roue en polyamide dans une pro-priété aussi importante que la résistance au choc. La résistanceau choc Izod du polyamide ZYTEL® ST801 (1000 J/m à la tem-pérature ambiante et 50% d’humidité relative) est vingt foissupérieure à celle du polypropylène.

La roue «moins chère» apporterait une rigidité et des coeffi-cients de sécurité identiques à la température ambiante, maisses propriétés ne seraient pas capables d’égaler celles de laroue en polyamide dans toutes les conditions d’utilisation. A 65° C, température de roue qui n’est pas rare dans les paysdu Sud, la résistance et la rigidité de la roue en polypropy-lène ne représenteraient que 80% de celles de la roue enZYTEL® ST. Il en irait de même pour la résistance au fluage,paramètre critique commandant le maintien en place dupneumatique en cours de service.

D’autres désavantages de la roue en polypropylène, sous lesaspects de sa fabrication ou de sa commercialisation, parexemple son poids supérieur de 16% et son apparence plusvolumineuse, montrent bien que le choix du ZYTEL® ST est,de toute évidence, le meilleur.

47

48

Une nouvelle étude de sièges de chaisesUn type d’étude analogue au précédent a porté sur un objetdéjà produit en masse à l’aide d’une résine «bon marché». Ils’agit d’une chaise légère très répandue dans les salles d’at-tente et les collectivités. Un polyamide modifié choc, renfor-cé de fibre de verre, coûtant 3,95 dollars le kg, s’est substituéau polypropylène vendu 1,08 dollar le kg. Un siège de chaisea été conçu pour chaque produit, avec un dessin de nervurageapportant une rigidité et des coefficients de sécurité équi-valents, et impliquant un volume minimum de produit (voirfigure 5.08). Une nouvelle fois, en utilisant les mêmes élé-ments de coût pour une production annuelle de 250000 uni-tés, les résultats n’ont pas apporté de surprise.

ZYTEL®

73G30L Polypropylène

Poids du siège 1,27 kg 2,29 kgCoût de la résine $ 5.01 $ 2.47Prix par siège, pour l’utilisateur $ 7.21 $ 6.72NB: les prix exprimés ici peuvent être soumis à changement !

Le prix, au niveau de l’utilisateur, comprend un coût supplé-mentaire de 0,36 dollar découlant de la plus longue durée du cycle d’injection du polypropylène (100 secondes contre35 secondes pour le siège en ZYTEL® renforcé verre). Ce sur-coût semble réduire, à première vue, un avantage de 19% en un autre de 13%. Mais celui-ci est toutefois plus quecompensé par l’élimination des inserts métalliques surmouléspour la fixation des pieds et des accoudoirs, ainsi que par les gains sur les coûts d’expédition d’un siège, plus léger de 44%.

Au surplus, le siège en ZYTEL® renforcé verre offre une résis-tance au fluage beaucoup plus forte, particulièrement lorsqueles chaises sont empilées dans des zones de stockage où règnent des températures élevées. Ce siège possède égale-ment une résistance au choc très supérieure, considérationimportante dans les utilisations collectives.

3,3 mm

ZYTEL® 73G30L

46,6 mm

Polypropylène

42 mm5,1 mm

24,4 mm

10,2 mm

1,7 mm

22,1 mm

Fig. 5.08 Siège de chaise

Châssis de brouette – une conception inéditeCertains fabricants de brouettes ont déjà exploité la légèreté,la résistance à la corrosion et à la rouille du polyéthylènehaute densité ou du polypropylène pour la réalisation de lacaisse, mais aucun, à notre connaissance, n’a construit dechâssis en plastique. Cette constatation amène une réponsevraisemblable: construit en plastique à bas prix, le châssisserait à la fois trop lourd et trop cher!

Nous avons déterminé, sur la base d’une rigidité et de coef-ficients de sécurité équivalents, quelles seraient les sectionsdroites convenables de châssis (voir figure 5.09) en polyesterthermoplastique technique RYNITE® 530, polytéréphtalated’éthylène (PET) renforcé de 30% de fibre de verre, et enpolypropylène renforcé également de 30% de fibre de verre.

Les résultats sont les suivants:

RYNITE® 530 Polypropylène

Poids du châssis 8,16 kg 16,78 kgPrix de la résine (au kg) $ 3.24 $ 1.83Coût de la résine $ 26.46 $ 30.71Prix du châssis pour l’utilisateur $ 36.86 $ 43.61NB: les prix exprimés ici peuvent être soumis à changement !

Une nouvelle fois, le volume et la durée du cycle d’injection(65 secondes pour le RYNITE® contre 120 secondes dans lecas du polypropylène) impliquent l’emploi de deux mouleset de deux presses de plus grandes dimensions, pour produire250000 châssis de brouette en polypropylène par an. Au mêmetitre que dans l’exemple précédent, l’article moulé dans leproduit le moins cher supporte mal la comparaison de pro-priétés telles que la résistance mécanique, la rigidité et la résistance au choc aux températures extrêmes. Le matériaule plus cher au kg est le plus économique.

Les exemples de la roue de bicyclette et du châssis de brouettedémontrent clairement qu’une analyse économique réelle doitinclure toutes les considérations relatives aux performances, àla fabrication et à la commercialisation. Ils prouvent aussi quele produit le plus coûteux à l’achat est souvent le plus écono-mique, particulièrement lorsque l’article final travaille souscontrainte.

Fig. 5.09 Châssis de brouette

7,6 mm

Polypropylène

RYNITE® 530

18,7 mm

Polypropylène RYNITE® 530

35,6 mm

43,2 mm

6 – Ressorts et film-charnières

Les ressorts réalisés en plastiques techniques de DuPont deNemours ont été utilisés avec succès dans de nombreuses applications exigeant l’action intermittente d’un ressort. La résine acétal DELRIN® est, grâce à sa résilience élevée, la meilleure parmi les plastiques non renforcés. Les ressortssoumis à une charge ou à un fléchissement constants doiventêtre conçus en acier à ressorts. Les matières plastiques, autresque les structures composites spéciales, ne conviennent pasaux ressorts constamment chargés, en raison du fluage et dela relaxation des contraintes.

Des fonctions assurant un effet de ressort, légères et intégrées,peuvent être économiquement apportées aux pièces mouléesen résine acétal DELRIN®, en exploitant la travaillabilité et lespropriétés particulières de ces polymères, propriétés essen-tielles dans les utilisations des ressorts. Ces qualités englobent,en plus de la résilience, les valeurs de modules élevées, la tenue à la fatigue, et une bonne résistance à l’humidité, auxsolvants et aux huiles.

Certains aspects fondamentaux des propriétés de ressort duDELRIN® doivent être présents à l’esprit:

– On doit tenir compte de l’influence de la température et de la nature chimique de l’environnement sur les propriétésmécaniques.

– Les contraintes nominales des ressorts sollicités de manièrerépétitive ne doivent pas dépasser, dans les conditions defonctionnement, la résistance à la fatigue du DELRIN®.

– Les angles vifs doivent être évités par des congés largementcalculés.

Les ressorts, dont la conception est déterminée d’après lesformules de poutres à résistance constante, fonctionnent –pour une flexibilité et un poids de pièce donnés – à desvaleurs de contrainte inférieures à celles des autres dessinsde ressort. La figure 6.01 donne une comparaison entre diffé-rentes formes de ressort produisant une flexibilité équivalente.Le ressort du haut (A) a une section droite rectangulaireconstante, et une flexibilité (constante de rappel) initiale calculée d’après la formule d’une poutre en porte à faux(W/y = EI/L3), dans laquelle W représente la charge, et yla flèche à l’extrémité du ressort. Les autres ressorts ont étécalculés pour fournir une flexibilité identique, en utilisant lesformules de poutres à résistance constante. Il en résulte desvaleurs de contrainte inférieures et, dans certains cas, une réduction de poids. Dans le cas du ressort (C), par exemple,la contrainte est égale aux deux tiers de celle développée dansle ressort (A), et son poids est réduit d’un quart. Cette réduc-tion de poids peut, lorsque l’on envisage une production àgrande échelle, représenter une économie équivalente. Unfait essentiel à garder en mémoire est qu’un ressort de formefuselée convient tout à fait au moulage par injection. Les res-sorts métalliques, produits par estampage ou formage, seraientd’un coût prohibitif dans les formes représentées en D et en E.

Une application spécifique des ressorts en plastique est décritedans les sections «Techniques d’assemblage», «Emboîtage».

A

B

100

5

10

15

20

25

32 54 76

CD

E

Co

ntr

ain

te m

axim

um

de

flex

ion

, MP

a

Poids du ressort, g

b

h

b

h+

b+

h

b

A

B

C

D

E

h+

b+

h

Fig. 6.01 Contrainte de flexion en fonction du poids du ressort, pour différentes conceptions (à 23°C)

L

49

Conception d'un film-charnière

En cas de flexion à 180°: R =L�

Allongement de la fibre extrême: � =� b2 L

Contrainte dans la fibre extrême: � =� b E

2 L (1 – �2)

L

R� = coefficient de PoissonE = module d'élasticité�y = contrainte à la limite élastique�e = résistance à l'allongement

Fig. 6.02 Forme recommandée pour un film-charnière

b l = b/2

bl

50

Pour le comportement élastique, les conditions suivantesdoivent être remplies:

b<

2 �e (1 � �2) (1)L � E

Pour les angles de fermeture (�) différents de 180°:

b<

2 �e (1 � �2) (1B)L � E

� = angle (radians)

Les film-charnières, conçus pour un comportement élastique,auront des dimensions assez importantes, ce qui peut lesrendre moins pratiques.

Un certain degré de plasticité est permis avant la rupture, ce qui modifie l'équation (1) de la façon suivante:

b<

2 �y ( 1 – �2) =2 �y (1 – �2) (2)

L � E �

7 – CoussinetsLes coussinets et les douilles en polyamide ZYTEL® et en résine acétal DELRIN® ont de nombreuses applications com-merciales. Le ZYTEL® est exceptionnellement adapté aux atmosphères abrasives telles que celles des cimenteries, etcelles des installations industrielles où la poussière crée desproblèmes permanents. Le ZYTEL® a été utilisé avec succèssous diverses conditions d’environnement comportant notam-ment la présence d’huiles, de graisses, de produits chimiques,de réactifs et de compositions chimiques variés, dont un grandnombre sont néfastes aux autres types de matières plastiques.

Les coussinets en DELRIN® présentent la caractéristique uni-que d’absence de «Slip-Stick» (glissé-collé), c’est-à-dire queleur coefficient de frottement statique est égal ou inférieur àleur coefficient de frottement dynamique. Leurs applicationsles plus courantes sont les joints hémisphériques de rotulesdans l’automobile, les combinés carter-coussinet des mixersde cuisine, les surfaces d’usure des éléments compositescomprenant – dans les machines à calculer – un engrenage,un ressort et une came, les douilles-paliers dans l’horlogerieet de nombreuses autres utilisations. C’est à un ensemble dequalités telles que son faible coefficient de frottement, sespropriétés auto-lubrifiantes, ses bonnes propriétés mécaniqueset sa stabilité dimensionnelle en présence de nombreux pro-duits chimiques, que le DELRIN® doit l’ampleur de son utilisa-tion pour la fabrication des coussinets.

Les performances des coussinets dépendent d’un certainnombre de facteurs:

Dureté et qualité superficielle de l’arbreQuand un arbre métallique tourne dans un coussinet en DELRIN® ou en ZYTEL®, la dureté superficielle de cet arbre représente le paramètre le plus important du dispositif. Dansle cas des coussinets non lubrifiés de DELRIN® ou de ZYTEL®

au contact d’un arbre métallique, celui-ci doit être aussi duret lisse que le demandent les exigences imposées à la duréede vie du coussinet et à son coût.

On peut très bien utiliser des arbres en acier rectifié, mais on prolongera la durée du coussinet en augmentant la duretéet le poli de l’arbre. La tenue effective à l’usure varie avec la vitesse, la charge et le type de matériau en contact.

L’acier doux, l’acier inoxydable, ainsi que les métaux nonferreux ne conviennent pas aux coussinets en plastique, mêmelorsque ceux-ci contiennent une charge dite «autolubrifiante».Il suffit de faire croître la charge, la vitesse et la durée defonctionnement pour que l’usure augmente rapidement etconduise à une défaillance prématurée. La dureté de l’arbredevient de plus en plus nécessaire avec les valeurs croissan-tes du produit PV, et au fur et à mesure que l’on impose unedurée de vie plus longue. Une surface parfaitement polien’améliore pas la durée d’un coussinet à l’usure si la duretéest insuffisante.

Il existe cependant un grand nombre d’applications qui donnent toute satisfaction lorsque le coussinet fonctionne aucontact d’arbres en métal tendre, travaillant à faible vitesseet soumis à une charge modérée, comme c’est le cas descoussinets d’horlogerie et des mécanismes de compteurs. Le DELRIN® se comporte généralement mieux que les autresplastiques au contact des métaux tendres. Quand le coussinetest mis hors service, il est primordial de vérifier la duretésuperficielle du métal de l’arbre, car ce paramètre peut êtrepartiellement responsable de la défaillance du palier.

Surface du coussinetL’influence de la nature des matériaux est illustrée à la Fig. 7.01.On constate sur les courbes 1, 2 et 3 que l’augmentation de la dureté du matériau de l’arbre entraîne une réduction spec-taculaire de l’usure. Une réduction encore plus marquée estobservée (courbe 4) dans le cas d’un coussinet en DELRIN®

associé à un arbre en polyamide ZYTEL® 101.

DELRIN®500

DELRIN®900F

Usu

re

DELRIN®500CL

Temps

Fig. 7.02 Usure du DELRIN® 500 au contact de l’acier doux** Essai sur rondelle de butée, non lubrifiée; P: 0,04 MPa; V: 0,95 m/s

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DELRIN®Acierdoux

DELRIN®Aciertrempé

DELRIN®Carbure deTungstène

DELRIN® acier trempéavec gorges

DELRIN® – ZYTEL® 101

1 2 3

4

5

1

Temps

Usu

re

Fig. 7.01 Usure du DELRIN® 500 au contact de différents matériaux* * Essai sur rondelle de butée, non lubrifiée; P: 2 MPa; V: 50 mm/s; Acier au carbone AISI 1080.

La figure 7.02 précise les caractéristiques d’usure des DELRIN® 500, 900F et 500CL au contact de l’acier doux. Desrésultats comparables ont été obtenus au contact de l’alumi-nium et du laiton, qui montrent la compatibilité du DELRIN®

avec ces métaux. Lorsque les charges et les vitesses sont modérées, comme c’est le cas des mécanismes d’horlogerie et des systèmes de manœuvres des lève-vitres, les métauxnon ferreux peuvent donner satisfaction.

La tenue effective à l’usure des différentes résines varie enfonction de la charge, de la vitesse, de la nature de la surface encontact, de la lubrification et du jeu. On trouvera les résultatsd’usure dans les modules consacrés aux produits.

La surface d’alésage du coussinet doit toujours comporterdes solutions de continuité permettant l’évacuation des parti-cules arrachées par l’usure, qu’il faut éliminer autant quepossible des surfaces frottant l’une sur l’autre. Selon le mo-dèle considéré, on peut prévoir par exemple des fentes longi-tudinales ou des ouvertures radiales.

Des essais approfondis ont démontré que lorsque les surfacessont maintenues dans un état de propreté satisfaisant grâceaux fentes, la durée de service utile est notablement accrue(figure 7.01, courbe 5). Le fait de prévoir des gorges axiales,comme celles représentées sur la figure 7.03, constitue l’amé-lioration la plus efficace pour la tenue à l’usure d’un manchonou d’un coussinet en plastique.

52

Fig. 7.03 Modèles courants de coussinets à gorges

Fig. 7.04 Coussinet pour charge à basse pression

Etant donné que l’augmentation de la durée de service d’uncoussinet dépend dans une large mesure du volume de parti-cules abrasives pouvant être éliminées de l’interface d’usure,il est recommandé de suivre les indications suivantes:

1. Prévoir au moins trois gorges.

2. La profondeur des gorges doit être aussi grande que pos-sible.

3. La largeur des gorges doit être égale au dixième environdu diamètre de l’arbre.

4. Il faut prévoir des trous traversant complètement la paroiquand celle-ci est trop mince pour permettre d’y moulerdes rainures.

Un autre facteur important tient à la distribution uniforme de l’effort sur la longueur de l’axe. Cette condition est incer-taine dans le cas d’une conception faite selon la figure 7.04.Une approche améliorée est représentée dans la figure 7.05.

PrécisionLa forme géométrique de l’alésage du coussinet est un fac-teur déterminant. Un simple manchon moulé ajusté à la pres-se dans un bâti métallique, comme indiqué sur la figure 7.06,peut se révéler suffisamment précis.

La plupart des coussinets en DELRIN® font toutefois partie d’unensemble plus complexe, ou bien sont associés à d’autres élé-ments. La figure 7.07 montre trois exemples typiques dans les-quels il est difficile, voire impossible, d’obtenir par moulageun alésage parfaitement rond ou cylindrique, parce que lagéométrie de la pièce affecte l’uniformité du retrait.

Fig. 7.06 Manchon moulé ajusté à la presse

Fig. 7.05 Coussinet pour charge à haute pression

La charge n’est alors supportée que par une fraction de lasurface, ce qui entraîne une pression localisée élevée et uneusure initiale immédiate. Dans le cas des coussinets ayantune valeur de PV élevée, cette situation peut se révéler désastreuse parce que les fragments détachés par abrasionsont entraînés continuellement par la rotation, ce qui accé-lère l’usure et raccourcit notablement la durée de vie.

Dans le cas des coussinets travaillant avec un PV réduit et deceux qui ne fonctionnent qu’occasionnellement, cette usurepeut être sans inconvénient. Toutefois, on procède fréquem-ment à un usinage des coussinets de haute performance afind’assurer un alésage parfaitement cylindrique et rond, qua-lité qui améliore sensiblement leur comportement en service.

Jeu des coussinetsLes coussinets plastiques nécessitent généralement des jeuxde roulement plus grands que ceux des coussinets métalli-ques, en raison principalement du coefficient de dilatationthermique linéaire beaucoup plus élevé dans le cas des ma-tières plastiques. Le concepteur doit également prendre encompte le fait que le retrait après moulage peut réduire lediamètre du coussinet après sa mise en service, en particuliersi la température d’utilisation est élevée. Ce retrait après mou-lage peut être réduit par des conditions de mise en œuvre appropriées.

L’ingénieur d’études devra prévoir, dans ses spécifications,une limite au retrait après moulage. Ce point peut être vérifié,dans le cadre d’un contrôle de qualité, en exposant la piècependant une heure à une température supérieure d’environ28° C à la température maximum de service, ou de 17° C inférieure au point de fusion, en choisissant la plus faible.

Les jeux des coussinets, quand ils ne sont pas attentivementvérifiés et maîtrisés, sont les causes les plus fréquentes deleur mise hors service. Le jeu radial ne devra jamais être inférieur à 0,3 – 0,5% du diamètre de l’arbre.

Fig. 7.07 Modèles courants de coussinets incorporés

Lorsque l’application exige des jeux de roulement ou deglissement plus serrés, l’emploi d’inserts de coussinets endeux coquilles, réalisés en DELRIN® ou en ZYTEL®, est très répandu. Dans ce cas, l’effet de l’environnement sur les dimensions du jeu doit être considéré principalement surl’épaisseur de paroi plutôt que sur le diamètre.

LubrificationLa raison essentielle pour laquelle sont utilisés les coussinetsen DELRIN® ou en ZYTEL® est qu’ils permettent d’obtenir debonnes caractéristiques d’usure dans des conditions de fonc-tionnement à sec intégral (dans les industries alimentaires, parexemple) ou après une seule lubrification initiale au montage(paliers des réducteurs de vitesse enfermés dans les carters,ex: appareils électro-ménagers).

On rencontre rarement les coussinets lubrifiés en continu làoù sont employés les plastiques, c’est pourquoi ce type decoussinet ne sera pas examiné ici. Il faut toujours prévoir,quand celà est possible, un graissage au montage. Celui-cifacilite non seulement le rodage, mais il peut aussi prolongerla durée de service du système. Si l’on ne prend pas de pré-cautions particulières pour retenir le lubrifiant sur le coussi-net, le graissage au montage ne reste efficace que pendant untemps limité, et l’on doit ensuite considérer que le coussinettravaille à sec. C’est pourquoi un coussinet qui a reçu unesimple lubrification au montage ne peut pas supporter en ser-vice des charges importantes; cependant il durera plus long-temps et se comportera mieux en service qu’un coussinetfonctionnant intégralement à sec. La lubrification initiale estparticulièrement utile dans les fonctionnements au contactdes métaux tendres.

Protection contre les salissuresLes coussinets en DELRIN® ou en ZYTEL®, bien que plus tolé-rants que les métaux, fonctionnent de façon plus satisfaisantequand ils sont protégés contre la pénétration des poussières,des salissures et de l’eau. Le bénéfice de la lubrification initiale peut se trouver complètement annulé par l’action desparticules qui pénètrent entre les surfaces de frottement etforment une pâte abrasive avec le lubrifiant. Les coussinetsfonctionnant sous de fortes valeurs du produit PV doiventpar conséquent être protégés au moyen de bagues de feutreou de joints de caoutchouc qui offrent au surplus l’avantagede retenir le lubrifiant. L’idée reçue selon laquelle les coussi-nets en plastique sont insensibles à l’action des salissures estabsolument erronée.

Sous l’effet de la pression, les parcelles métalliques arrachéesde l’arbre et les particules de crasse peuvent se trouver enro-bées dans la couche superficielle du coussinet en plastique et en réduire considérablement la durée utile de service.

Il n’est pas toujours facile de protéger efficacement un cous-sinet de la manière indiquée. Mais ceci ne signifie pas néces-sairement qu’il n’assurera pas convenablement sa fonctiondans un environnement défavorable. Le bureau d’études doitêtre conscient de ces problèmes et en tenir compte lors de ladétermination de la pression appliquée, de la vitesse et de ladurée de vie. Des applications de cette nature se rencontrent,par exemple, dans les coussinets des chaînes de convoyeurset des machines textiles.

53

Le ZYTEL® est préférable dans les environnements où la pous-sière et les salissures peuvent être tolérées. Dans de telles applications, il peut s’avérer avantageux de supprimer la lubrification initiale.

Résumons les considérations conceptuelles importantes quiconditionnent les performances et la durée de vie des coussi-nets en DELRIN® et en ZYTEL® :– Dureté superficielle et fini de surface de l’arbre

métallique.– Précision géométrique de l’alésage du coussinet.– Jeu approprié.– Gorges ou trous dans la surface de glissement.– Lubrification initiale lors du montage.– Protection du coussinet permettant d’éviter la pénétration

des salissures et la perte du lubrifiant.

Conditions thermiquesLe jeu du coussinet varie avec la température, aussi influen-ce-t-il la charge admissible. De plus, les plastiques se ramol-lissent aux températures élevées. La température de surfacemaximale résultant du frottement et des influences extérieu-res ne doit donc pas dépasser 70-80° C dans le cas des cous-sinets de DELRIN®, et 80-100° C pour le ZYTEL®, si l’on veutobtenir de bonnes performances et une durée de service pro-longée.

Calcul des coussinetsUn coussinet en plastique, soumis de manière continue à unecharge et/ou une vitesse croissant lentement, atteint un niveaude sollicitation où il est mis hors service par l’élévation excessive de la température. Cette limite se définit comme la valeur maximum du produit PV, on l’utilise fréquemmentpour comparer la tenue à l’usure de différents plastiques. Latempérature superficielle d’un coussinet est fonction de lacharge, de la vitesse, du coefficient de frottement, mais ausside la manière dont la chaleur est dissipée. Cette dernière dépend de la conception d’ensemble du dispositif d’essai uti-lisé, pour laquelle il n’existe pas de norme internationale. La comparaison des valeurs obtenues est par conséquent peusignificative à moins qu’elles n’aient été déterminées dans desconditions identiques. Même sous cette réserve, les résultatsobtenus ne sont pas d’une grande utilité pour les raisons suivantes:

– Un coussinet qui travaille dans des conditions proches duPV limite ainsi déterminé subit habituellement une usuretelle qu’il n’est utilisable que dans des cas tout à fait parti-culiers.

– Pour bien des raisons, les valeurs limites du PV de diffé-rents plastiques mesurées dans des conditions de labora-toire bien définies peuvent être très différentes, voire inversées, dans les applications réelles.

– De nombreux matériaux contenant des charges et présen-tés comme des «grades spéciaux pour coussinets» ont desPV limites plus élevés que la résine de base. Cette diffé-rence provient simplement du fait que les charges réduisentle coefficient de frottement, effet qui se traduit par unmoindre dégagement de chaleur permettant de faire fonc-tionner le coussinet à une valeur du PV plus élevée. Cecine garantit pas que l’usure sera moindre. Les essais ontdémontré que la plupart des résines non chargées se com-portent mieux en service que les mêmes résines contenantdes charges. Ce point est important parce qu’une opiniontrès répandue et cependant fausse, veut qu’une faible valeur du coefficient de frottement se traduise par unemeilleure résistance à l’usure. Le DELRIN® AF constitueune exception puisque son coefficient de frottement dimi-nue et sa tenue à l’usure augmente par l’addition de fibresde TEFLON®. Les résines chargées peuvent être préférablesdans le cas d’applications très spéciales pour lesquelles unfaible coefficient de frottement est essentiel. Il peut s’agir, par exemple, de coussinets soumis à de fortes chargespendant de courtes périodes de fonctionnement, et dont on n’attend pas une longue durée de service.

Le coefficient de frottement n’est pas une constante d’unmatériau, mais il représente plutôt le comportement de lasurface d’un coussinet en présence d’un phénomène dynami-que. Le tableau 7.01 compare les valeurs des coefficients defrottement du DELRIN® et du ZYTEL® au contact de l’acier,etc. dans des conditions bien définies. Un coefficient de frot-tement faible en l’absence de lubrifiant peut indiquer à l’in-génieur d’études qu’il y a moins de puissance absorbée et unfonctionnement plus doux. Le tableau 7.01 illustre égalementle moindre risque de broutement (phénomène de collé-glissé)attaché au DELRIN®, dont le coefficient de frottement statiqueest inférieur au coefficient de frottement dynamique, particu-lièrement quand il fonctionne associé au ZYTEL®.

54

Fig. 7.08 Pression sur le coussinet en fonction de la vitesse * Se reporter au tableau 7.02 pour déterminer la courbe à utiliser.

0,01 1010,12

4

68

10 *1 *2 *3 *4 *5

*620

200

406080

100120

Bearing pressure, MPa

Vel

oci

ty, m

/min

.

Pression sur le coussinet, MPa

Vit

esse

, m/m

in

55

Le diagramme de la figure 7.08 indique des valeurs raisonna-bles de PV qui tiennent compte des matériaux en contact etdu degré de finition de l’usinage. Toutefois il ne prévoit pasde conditions de fonctionnement particulièrement sévères auxhautes températures, ni la présence de poussières, de salis-sures, de particules textiles ou d’autres matières abrasives.

Le tableau 7.02 montre comment choisir la courbe convenablesur la figure 7.08. Ces indications reposent sur l’hypothèseque la conception, le jeu du coussinet, la précision de l’alé-sage, le dispositif de fonctionnement et la répartition descharges sont corrects.

Tableau 7.01 Coefficients de frottement*Statique Dynamique

DELRIN® sur acierDELRIN® 100, 500, 900 0,20 0,35DELRIN® 500F, 900F – 0,20DELRIN® 500CL 0,10 0,20DELRIN® AF 0,08 0,14

DELRIN® sur DELRIN®

DELRIN® 500/DELRIN® 500 0,30 0,40DELRIN® sur ZYTEL®

DELRIN® 500/ZYTEL® 101L 0,10 0,20ZYTEL® sur ZYTEL®

Max. 0,46 0,19Min. 0,36 0,11

ZYTEL® sur acierMax. 0,74 0,43Min. 0,31 0,17

RYNITE® sur RYNITE®

Max. 0,27Min. 0,17

RYNITE® sur acierMax. 0,20Min. 0,17

HYTREL® 4056 sur acier 0,32 0,29HYTREL® 5556 sur acier 0,22 0,18HYTREL® 6346 sur acier 0,30 0,21HYTREL® 7246 sur acier 0,23 0,16PC sur acier 0,50 –ABS sur acier 0,50 –PBT sur acier 0,40 –PBT sur PBT 0,40 –* Résultats sur ZYTEL® et DELRIN® obtenus par essai sur rondelle de butée (thrust washer), sans lubrification, à 23°C,

sous 2,1 MPa, vitesse 3 m/min. Résultats sur RYNITE® déterminés en conformité avec la norme ASTM D1894.

Tableau 7.02 Guide des courbes à utiliser

AlésageArbre moulé UsinéAcier trempé et rectifié – chromé Rc >50, ZYTEL® 3 4Acier inoxydable – Aluminium anodiséRc 30-35, DELRIN® 2-3DELRIN® sur acier, Rc >70, sec 5DELRIN® sur acier, Rc >70, lubrifié, DELRIN® AF 6Acier doux– Acier inoxydable rectifié 2 2-3Acier étiré à froid, non usiné 1-2 2Métaux non ferreux – Alliages coulés 1 ou moins –

DéfinitionsLes paramètres vitesse et pression sur le coussinet, représentésdans la figure 7.08, sont définis comme suit (voir égalementfigure 7.09):

Surface projetée du coussinet f = d × l (mm2)

Charge spécifique p = P (MPa)d × l

Vitesse périphérique v = d × n × � (m / min)1000

Valeur de PV PV = p · v (MPa · m / min)

Tableau 7.03 Valeurs PV maximum sans lubrificationMatériau MPa · m/minZYTEL® 101 6DELRIN® 100/500 10DELRIN® 500CL 15DELRIN® 500AF 25HYTREL® 5556/5526 2

P

V

d

s

l

d = diamètre de l’arbre, mml = longueur du coussinet, mmv = vitesse périphérique, m/minP = charge totale N

Fig. 7.09 Définitions

56

Exemples de conceptions

Coussinets d’engrenagesLa figure 7.10 illustre certaines solutions employées en mé-canique de précision, particulièrement pour les engrenages. Dansle cas de systèmes d’entraînement industriels tels que les interrupteurs à minuterie et les horloges de régulateurs, lesaxes trempés et rectifiés sont en général solidement mainte-nus dans les plateaux, comme l’indique la figure 7.10A. Sila longueur devient trop importante par rapport au diamètre,on peut réaliser un alésage conique, comme le montre l’illus-tration, et pourvu d’une douille supplémentaire. Cette solu-tion n’est utilisable que lorsque le moyeu ne peut pas êtreraccourci. Si la roue et la fusée sont moulées en une pièce,les alésages du coussinet seront emboutis profond ou aumoins estampés avec précision (figure 7.10B).

Les trous estampés ont habituellement une surface rugueuseet provoquent une usure excessive de la fusée, même pour de faibles valeurs de PV. Si l’axe doit tourner solidairementavec l’engrenage, il peut être moulé en une pièce ou emman-ché sous presse comme le montre la figure 7.10C.

Dans ce dernier cas les plateaux sont pourvus de douilles decoussinet supplémentaires, comme l’indique la figure 7.11.Quelle que soit la conception choisie pour une applicationparticulière, elle dépendra en premier lieu des facteurs éco-nomiques, de la durée de service requise et de la conceptiond’ensemble du dispositif.

1

A B C

A-A

d + 3%

d + 3%

d

d

A

A

3

4

2

Fig. 7.10 Coussinets pour engrenages

Fig. 7.11 Fixation des coussinets plastiques

Coussinets à alignement automatiqueL’emploi des plastiques comme matériaux techniques per-metsouvent l’intégration en une pièce de plusieurs fonctions dif-férentes, sans que le coût de l’ensemble soit plus élevé. L’in-génieur d’études dispose d’une grande variété de possibilitésconceptuelles inédites, qui ouvrent des solutions simples etingénieuses. Les figures 7.12 à 7.17 ne montrent que quelquesexemples de ces possibilités.

Fig. 7.12: Flasque de montage d’un petit moteur équipé d’unesuspension flexible du coussinet. Dans une certaine mesure,ce coussinet se prête à un alignement automatique.

Fig. 7.13: Douilles à alignement automatique comportant desgorges de refroidissement, directement encliquetées dans leflasque de montage. Ce dernier est lui-même maintenu dansle boîtier, fait à partir d’une plaque métallique, par trois têtesd’encliquetage.

Fig. 7.12 Coussinet pour petit moteur

Fig. 7.13 Douille à alignement automatique

Fig. 7.14 Coussinet suspendu élastiquement

Fig. 7.14: Petit coussinet suspendu élastiquement et encli-queté dans la plaque métallique.

Fig. 7.15: Coussinet radial et à alignement automatique. On remarquera l’ergot s’opposant à la rotation.

Fig. 7.16: Coussinet sphérique de bielle réalisée en DELRIN®,avec bague d’arrêt encliquetée. La rotule de polyamide assurede bonnes propriétés anti-friction avec une faible usure, mêmeen absence complète de lubrifiant.

Fig. 7.17: Conception analogue à la précédente, mais avecune bague d’arrêt soudée par rotation, permettant de fortescontraintes axiales.

Fig. 7.15 Coussinet radial et à alignement automatique

Fig. 7.16 Coussinet sphérique encliqueté

Fig. 7.17 Coussinet sphérique soudé par rotation

Afin de préserver la clarté des illustrations, les canneluresaxiales ne sont pas représentées dans ces exemples. Ellesdoivent naturellement être prévues dans chaque cas.

Indications relatives aux essaisDans le but d’obtenir des résultats d’usure comparables entreles différentes matières plastiques, on utilise fréquemmentune empreinte d’essai pour mouler le même coussinet dansles différents polymères. Cette procédure s’est révelée fausseet susceptible d’introduire des erreurs si la pièce testée est uncoussinet radial. Les différences de retrait, l’imprécision del’alésage et les jeux qui sont loin d’être identiques conduisentà des vitesses d’usure erronées. Ces essais doivent donc tou-jours être effectués sur des rondelles de butée avec lesquellesle problème du jeu ne se pose pas.

On devra garder à l’esprit le fait que les résultats obtenus dansles conditions du laboratoire ne s’appliquent pas nécessaire-ment aux cas pratiques. Des conclusions valables ne peuventêtre tirées que d’essais effectués sur des pièces moulées enproduction normale, fonctionnant dans des conditions aussiproches que possible de celles prévues.

Les essais accélérés effectués à des valeurs élevées du pro-duit PV sont dépourvus de signification car la températuresuperficielle peut être beaucoup plus élevée que dans lesconditions réelles, et provoquer une défaillance prématurée.D’autre part, un coussinet qui ne fonctionne qu’occasionnel-lement ou pendant de courtes périodes isolées, peut être sou-mis à un essai en continu sous réserve que sa températurereste dans la plage normale de service.

Les projets de coussinets satisfaisants doivent prendre encompte les indications précédentes, les regrouper avec desessais d’utilisation significatifs et comporter les méthodes de contrôle de qualité appropriées.

ConclusionsLes limites d’une usure acceptable restreignent davantagel’emploi des plastiques comme matériaux pour coussinetsque les valeurs admissibles de PV. Le fonctionnement descoussinets aux limites admissibles de la valeur PV entraînehabituellement une usure importante au point que seules lesdurées de service courtes sont envisageables. Certains plas-tiques, grâce à leur point de ramollissement élevé, peuventsupporter des charges plus fortes, mais ils accusent par ailleursune usure excessive et inacceptable, proche des limites maxi-males de PV. Il est par conséquent erroné d’attacher tropd’importance aux valeurs maximales de PV indiquées dansles documents techniques, ou de tenter de comparer des plas-tiques sur cette base. Ce travail souligne qu’un coussinet plas-tique ne vaut que par la façon dont il a été conçu et fabriqué,mais il relève également de la tâche des concepteurs d’avoirprésents à l’esprit, dès l’abord, tous les facteurs influençantl’usure.

Ne pas oublier également que l’emploi des coussinets plas-tiques a ses limites naturelles. Il est par conséquent inutiled’attendre d’eux des performances dont ils ne sont pas capables.

57

8 – Engrenages

IntroductionLa résine acétal DELRIN® et le polyamide ZYTEL® sont employésdans le monde entier à la réalisation d’une très grande diver-sité d’engrenages. Ils offrent la plus large plage de tempéra-tures de service et la plus forte résistance à la fatigue de tousles thermoplastiques destinés à cet usage, qualités qui justi-fient leur emploi quasi universel dans les engrenages nonmétalliques. La principale incitation à l’utilisation des engre-nages en plastique à la place de ceux en métaux, repose surl’avantage économique considérable apporté par le procédéde moulage par injection. Au surplus, les cames, coussinets,rochets, ressorts, arbres d’entraînement et autres composantsd’engrenage peuvent être réalisés en éléments intégrés parun simple moulage qui supprime les coûteuses opérations defabrication et d’assemblage. Les tolérances admises pour lesengrenages plastiques sont, dans certains cas, moins rigou-reuses que celles des engrenages métalliques, car leur rési-lience propre permet à la dent d’effacer de légères erreurs de pas et de profil.

Cette même résilience permet d’amortir l’énergie des chocset des secousses. L’emploi de polyamide ZYTEL® pour la surface de denture des pignons de chaînes de distribution de moteurs en est un exemple éclatant. La durée de vie de la chaîne se trouve dans ce cas prolongée, car le polyamideamortit dans une certaine mesure la transmission des secoussesémises par l’allumage du carburant. Le ZYTEL® et le DELRIN®

ont de faibles coefficients de frottement et de bonnes carac-téristiques d’usure, qui leur permettent de fonctionner avecpeu ou pas de lubrifiant. Ils peuvent également fonctionnerdans des environnements qui seraient néfastes aux engrena-ges métalliques. Le tableau 8.01 résume les avantages et leslimitations des engrenages en plastique.

Pour utiliser avec succès l’application du DELRIN® et duZYTEL® dans les engrenages, il est important de connaître lescaractéristiques de performance de ces résines et de mettreen œuvre les informations qui vont suivre sur la conceptiondes engrenages.

59

Tableau 8.01 Avantages et limitations des engrenages en plastique

Avantages LimitationsEconomie du moulage par injection Capacité à supporter les chargesCombinaison des fonctions Température de l’environnementPas d’opérations après usinage ni d’ébavurage Coefficient de dilatation thermique plus élevéRéduction du poids Moindre stabilité dimensionnelleFonctionnement avec peu ou pas de lubrifiant Précision de fabricationAmortissement des chocs et vibrationsPlus faible niveau sonoreRésistance à la corrosion

Conception des engrenagesLa démarche essentielle dans la conception des engrenagesest la détermination de la contrainte admissible sur les dents.La réalisation d’engrenage prototypes est onéreuse et longue,aussi une erreur dans le choix initial de la contrainte de flexiondes dents peut-elle se révéler coûteuse. Pour un matériaudonné, la contrainte admissible dépend d’un certain nombrede facteurs, dont notamment les suivants:

– Durée totale de service.

– Fonctionnement intermittent ou continu.

– Environnement: température, humidité, solvants, produitschimiques, etc.

– Modification du diamètre et de la distance entre centresavec la température et l’humidité.

– Vitesse de la ligne d’angle.

– Pas diamétral (dimension de la denture) et forme des dents.

– Précision du profil des dents, angle d’hélice, diamètre primitif, etc.

– Matériaux au contact, y compris le poli de surface et ladureté.

– Nature de la lubrification.

Le choix de la valeur correcte de la contrainte se fera au mieuxsur la base d’applications antérieures satisfaisantes et de nature analogue. La figure 8.01 représente graphiquement un certain nombre d’applications réussies en DELRIN® et enZYTEL®, en termes de vitesse périphérique et de contrainte de flexion sur les dents. Notons que toutes ces applicationscorrespondent à des environnements intérieurs et à la tempé-rature ambiante. Pour des fonctionnements aux températuresélevées, la contrainte admissible doit être rectifiée (voir facteur C1, tableau 8.02). L’endurance à la fatigue se trouveréduite au fur et à mesure que s’élève la température, il fautpar conséquent tenir compte de cette influence. Le vieillisse-ment thermique doit être pris en considération dans tous lescas où l’on rencontre des températures très élevées. L’en-semble de ces données se trouve dans les chapitres relatifsaux produits.

Dans les cas où l’on ne dispose pas d’une expérience valable,l’estimation des contraintes admissibles au niveau des dentsreposera sur l’examen attentif des facteurs qui viennent d’êtrecités et sur les résultats d’essais disponibles sur le matériauchoisi pour l’engrenage.

Il y a plusieurs années, DuPont a demandé la réalisationd’une série de tests poussés sur des engrenages constitués de résine acétal DELRIN® et de résine polyamide ZYTEL®. Lesrésultats obtenus sont résumés dans les Tableaux 8.02 et 8.03.Ces données, associées aux conditions d’utilisation prévues,peuvent être utilisées pour définir une contrainte de flexionadmissible au niveau des dents.

Que des expériences analogues soient, ou non, disponibles, ilest indispensable de construire un moule prototype et d’étu-dier soigneusement sa conception dans les conditions d’utili-sation réelles ou simulées.

Table 8.02 Résistances à la fatigue proposées pour le DELRIN®

et le ZYTEL® 101

�n = �1 [1– Cn log (n)] (MPa)où: �1 = résistance à la fatigue pour 106 cycles,

voir tableau 8.03Cn = 0,20 pour ZYTEL® 101; = 0,22 pour DELRIN®

n = nombre de cycles en millions(applications industrielles: n ≥ 1000)

�adm = c1c2c3�n (MPa)où: c1 = 1–0,6 (T–20) / 80

T = température en °Cc2 = facteur pour charge-choc

pas de choc: c2 = 1,0chocs importants: c2 = 0,5

c3 = facteur pour la vitessse = l / (l + v)v = vitesse périphérique; ≤ 5 (m /s)v = � d ω / 60000 (m /s)d = diamètre primitif (mm)ω = vitesse de rotation (rpm)

Tableau 8.03 Résistance à la fatigue (σ1) pour les matériaux d’engrenage de DuPont, pour 106 cycles (MPa)

Lubrification

Matériau Matériau au contact Continue Initiale

DELRIN® 100 acier 48 27

DELRIN® 500 acier 36 18

ZYTEL® 101 acier 40 25

ZYTEL® 101 ZYTEL® 101 18

Lorsque la contrainte de flexion admissible au niveau desdents a été déterminée, le concepteur peut définir les autresparamètres, ce pour quoi il est préférable de comprendre laterminologie de base s’appliquant aux engrenages. Lestermes les plus utilisés pour décrire les engrenages sont lessuivants :

– Le diamètre primitif (d) est le diamètre du cercle primitif.

– Le pas diamétral (Pd) est le nombre de dents par pouce dediamètre primitif, fréquemment utilisé aux États-Unis.

– Le module (M) est le diamètre primitif divisé par lenombre de dents (z). Par conséquent : M = d/z.

Pour un engrenage standard :

• diamètre externe = d + 2M

• épaisseur de dent = 0,5 πM

• hauteur de dent = 2M + jeu

– Le pignon est le plus petit des deux éléments d’un engre-nage.

– La roue est le plus grand des deux éléments d’un engre-nage.

– Le rapport est le nombre de dents de la roue/du pignon.

Tooth stress (MPa)

Per

iphe

rical

spe

ed, m

/s

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22

2,0

1,5

1,0

0,5

4,0

4,5

3,5

3,0

2,5

0

60

Perceuse de 300 W

Fig. 8.01 Représentation graphique de la vitesse en fonction de la contrainte pour les applications courantes des engrenages

Hachoir à viande (2e et 3e réduction)

Entraînement à engrenageplanétaire (machines à laveret utilisations industriellesen général)

Entraînement à engrenage planétaire

Entraînement à engrenage planétaire pour machines à laver

Perceuse de 130 W

Hachoir à viande (première réduction)

Batteur à moquette (engrenages coniques)

Contrainte sur les dents, MPa

Vit

esse

pér

iph

ériq

ue,

m/s

Dans un jeu d’engrenages, un couple est transféré par l’inter-médiaire d’une force périphérique sur le diamètre primitif,avec la relation suivante (se reporter également à la Fig 8.02):

F = 2000 T/dF = force périphérique (tangentielle) (N)T = couple, T = 9550 P/w (N·m)d = diamètre primitif (mm)P = puissance transmise (kW)ω = vitesse de rotation (rpm)

Lorsque la roue et le pignon possèdent tous deux un plus grandnombre de dents, il est probable que plusieurs dents soienten contact durant le fonctionnement. Pour garantir un fonc-tionnement en douceur, avec aussi peu de vibrations (bruit)que possible, le nombre de dents en contact doit être indé-pendant de l’angle de rotation, et le transfert de la force péri-phérique par les nouveaux jeux de dents en contact doit éga-lement se faire doucement. Pour cette raison, les élémentsdes engrenages sont souvent légèrement hélicoïdaux.

Pour un jeu de dents (de forme standard) en contact, la con-trainte de flexion des dents d’un engrenage cylindrique a étédéfinie par la formule suivante:

σ = F/(y M f) (MPa)y = facteur de la force de la dent, y = 0,25 z0,25

f = largeur de la dent (mm)z = nombre de dents

La contrainte de flexion calculée doit toujours être infé-rieure à la contrainte de flexion admissible figurant dans le tableau 8.02.

D’un point de vue strictement fonctionnel et technique, iln’y a aucune raison d’adopter des dimensions de dents plusgrandes que nécessaire. Dans le cas des conceptions d’engre-nages plastiques, les dimensions des dents sont (sous cer-taines limites) souvent choisies plus petites qu’il ne seraitnormalement nécessaire, pour les raisons suivantes:

– Des dents de plus petites dimensions tendent, pour un dia-mètre donné, à répartir la charge sur un plus grand nombred’entre elles.

– Les tolérances de moulage sont moins critiques.

– Il y a une moindre sensibilité vis-à-vis des variations ther-miques et du retrait après moulage.

– Les dimensions des dents de gros module sont limitées pardes vitesses de glissement et des pressions de contact plusélevées.

� = F� �admyMf

Fig. 8.02 Engrenages

M

f

F

d

Couple de blocageIl existe de nombreuses applications nécessitant que l’engre-nage puisse supporter un couple de blocage nettement supé-rieur au couple normal de fonctionnement; dans certains cas,ce couple de blocage peut être déterminant dans la concep-tion de l’engrenage. Pour établir le couple de blocage auquelun engrenage donné est capable de résister, on utilise la limited’élasticité du matériau à la température de fonctionnementprévue dans les conditions de blocage. Un facteur de sécurité(S = 1,3 - 1,5) peu important suffit si le matériau devant être employé est la résine polyamide ZYTEL® ou la résineDELRIN® 100, dont la résilience permet la répartition de lacharge de blocage sur plusieurs dents.

Certaines applications, telles que les engrenages des lève-vitresde voiture, utilisent un engrenage à vis sans fin (vis sans finen acier et roue hélicoïdale en plastique), dans lequel l’épais-seur de dent de la vis en acier a été réduite en faveur del’épaisseur de dent de la roue en plastique. Dans ce cas, larésistance de l’engrenage peut être limitée par la résistanceau cisaillement des dents sollicitées, fournie par l’équation:

Fmax = n f t τ (N)n = nombre de dents en contact (total)f = largeur de dent (mm)t = épaisseur de dent (mm)τ = résistance au cisaillement = σy / (1,7 S) (MPa)σy = limite d’élasticité à la température

de conception (MPa)

Cette fois encore, des essais appropriés doivent être conduitssur le prototype moulé.

Proportions des engrenagesLes paramètres de base une fois établis, il est possible d’ache-ver la conception des engrenages. A ce stade, il est très im-portant de choisir les proportions qui faciliteront les moula-ges précis, avec une tendance minimum aux déformationsaprès moulage ou à la relaxation des contraintes.

La Fig. 8.03 représente une conception idéale en termes demoulage. Pour des raisons de résistance mécanique, il estsuggéré que la section de jante soit égale à deux fois l’épais-seur de dent «t».

La conception des autres sections dépend des exigences fonc-tionnelles et de l’emplacement du seuil d’injection. Si, pourune raison quelconque, il est souhaitable d’avoir une sectionde moyeu «h» plus épaisse que le voile, le seuil devra se trou-ver au centre de la pièce afin d’en remplir convenablementtoutes les parties, et le voile «w» sera de 1,5 t. Si le seuil doit

61

D

Moyeu

hVoile

2 tt

L

1,5 t

Fig. 8.03 Proportions recommandées pour les engrenages

être disposé sur la couronne ou sur le voile, l’épaisseur de celui-ci devra être égale à celle du moyeu étant donné qu’au-cune section d’épaisseur déterminée ne peut être remplieconvenablement à partir d’une autre d’ouverture plus faible.L’épaisseur du moyeu ne doit habituellement pas dépasser 6 mm. Pour obtenir le minimum de faux rond, il faut dispo-ser un seuil d’injection central.

Dans le cas d’engrenages faisant partie d’un élément multi-fonctionnel ou assurant des fonctions particulières, commeceux des figures 8.20 à 8.25, il peut s’avérer impossibled’adopter une forme idéale simple et symétrique telle quecelle représentée sur la figure 8.03. Dans ce cas l’assemblagedoit être conçu pour accepter une moindre précision dans lesdimensions de l’engrenage.

Les quelques exemples ci-après illustrent les géométries d’en-grenage susceptibles de soulever des difficultés de moulageou des problèmes fonctionnels:

– Dans le cas des engrenages de largeur relativement impor-tante, comportant un voile déporté sur une face, il est dif-ficile d’obtenir par moulage une forme parfaitement cylin-drique, en particulier si la température du noyau n’est pasparfaitement régulée. Si la température d’utilisation estélevée, le diamètre primitif le plus éloigné du voile tend à être plus petit que le diamètre primitif sur le voile (fig. 8.04).

62

Fig. 8.04 Engrenage avec voile décentré

Fig. 8.05 Effet des nervures radiales

– La présence de nervures radiales supportant la jante, réduitfréquemment la précision. On ne doit les prévoir que dansles pièces soumises à une charge axiale très élevée. Onadopte très souvent cette disposition dans les engrenageshélicoïdaux, même lorsque la charge axiale résultante estnégligeable (figure 8.05).

– Dans le cas des roues dentées de grandes dimensions sou-mises à des charges élevées, la poussée exercée sur la cou-ronne dentée peut être considérable et il n’est pas toujourspossible d’éviter les nervures. On appliquera ici les princi-pes de base permettant d’obtenir un dessin de nervuragecorrect (figure 8.06).

– La même remarque s’applique aux transmissions à rouetangente et vis sans fin dans lesquelles le couple maximumen position bloquée est susceptible de produire une pous-sée élevée exigeant donc un organe axial de retenue. On aconstaté, par exemple, que dans des systèmes d’entraîne-ment des essuie-glaces, le nervurage pouvait être nécessai-re pour éviter, en cas de blocage, le gauchissement de laroue tangente hors de la vis (fig. 8.07).

– Il faut également retenir que toute ouverture de grande di-mension faite dans le voile, en particulier si elle est placéeprès de la denture, se traduira sur un instrument de mesurepar des effets notables, et sera à l’origine d’un fonctionne-ment bruyant et d’une usure rapide dans le cas d’engrena-ges tournant à grande vitesse (figure 8.08).

Fig. 8.06 Engrenage conique nervuré

Fig. 8.07 Roue à vis sans fin nervuré

f

r

– Les figures 8.09 et 8.10 montrent comment la conceptionet l’emplacement des seuils d’injection peuvent condition-ner le fonctionnement satisfaisant ou la défaillance d’unengrenage.

Ces deux modèles d’engrenage d’essuie-glace presqueidentiques sont surmoulés sur des arbres moletés. L’engre-nage de la figure 8.09 est injecté par un seuil central et nesoulève aucun problème.

– L’engrenage de la figure 8.10 est injecté par trois seuils capillaires (pin points) placés sur le voile. De plus, les troistrous servant à fixer un disque métallique sont disposés àproximité du moyeu. Il en résulte un remplissage médiocrede la section épaisse du moyeu, les trois lignes de soudureainsi créées constituent des points faibles incapables de résister aux contraintes engendrées par l’arbre surmoulé et les arêtes vives de la surface moletée.

Faible retrait

Fort retrait

Seuil d’injection

3 seuils d’injection

Lignes desoudure

Fig. 8.08 Trous et nervures dans les engrenages moulés

Fig. 8.09 Engrenage avec seuil d’injection central

Fig. 8.10 Engrenage avec seuils d’injection disposés sur le voile

Limites de précision et de toléranceComme indiqué précédemment, en raison de leur résilience,les engrenages en plastique supportent de plus grandes tolé-rances que les engrenages métalliques. Une trop grande géné-ralisation doit toutefois être évitée. Un profil imprécis, unecircularité insuffisante ou un état de surface médiocre desdents des engrenages en plastique peuvent provoquer du bruit,une usure excessive et une défaillance prématurée. D’un autrecôté, il est inutile de prescrire des tolérances qui ne sont pasréellement nécessaires ou impossibles à obtenir en grandesérie.

Le principal problème posé par la fabrication d’engrenagesen plastique précis est bien entendu le retrait au moulage. Lacavité doit être découpée de manière à permettre non seule-ment un retrait diamétral, mais également un effet de retraitsur le profil des engrenages de précision. Ce phénomène doitêtre pris en compte, ce qui nécessite de confier la création dumoule à un ouvrier qualifié et expérimenté.

Avec une cavité correctement conçue pour compenser le retrait,les conditions de moulage doivent être contrôlées afin degarantir la précision. La déviation totale par rapport au profilthéorique peut être mesurée par un équipement spécial sem-blable à celui utilisé dans l’industrie horlogère. La Fig. 8.11-aprésente un profil exagéré. Elle indique la mesure des marquesde surface par rapport à la cavité, ainsi que les irrégularitéscausées par de piètres conditions de moulage.

En pratique, la méthode la plus répandue pour le contrôle de la précision des engrenages est l’emploi d’un instrumentmesurant la distance entre centres, tel que celui présenté surla Fig. 8.11-b.

La roue en plastique entraîne une roue métallique «étalon»de haute précision, générant un diagramme des variations dedistance entre centres comme celui de la Fig. 8.11-c.

Ce diagramme permet au concepteur d’évaluer la précisionde l’engrenage et d’établir sa classification selon les spécifi-cations AGMA ou DIN.

La spécification AGMA No 390.03 classe les engrenages en seize catégories, parmi lesquelles la classe 16 présente la plus haute précision et la classe 1 la plus basse. Les engre-nages moulés se situent généralement dans les classes 6 à 10,la classe 10 impliquant une création de moules et un usinageparticulièrement soigneux.

De même, la spécification DIN No 3967 classe les engre-nages en douze catégories, la classe 1 étant la plus précise etla classe 12 la moins précise. Les engrenages moulés appar-tiennent aux classes DIN 8 à 11.

63

Fig. 8.11-a Mesure de l’erreur de profil

Erreur de profiltotale

L’erreur totale, telle qu’indiquée sur la Fig. 8.11-c, peut êtreen partie imputable à une cavité imprécise, une attaque ina-déquate des pièces ou un mauvais usinage.

Lorsque l’on superpose plusieurs courbes obtenues durant un cycle de production, comme sur la Fig. 8.11-d, la distance«T» entre la plus élevée et la plus basse indique les tolérancesde moulage.

Jeu et distance entre centresComme le montre la figure 8.11-e, le jeu est la distance entreles flancs de deux dents engrenées. La figure 8.12 fournitune gamme de jeux recommandés pour une approche préli-minaire.

Il est essentiel de mesurer et d’ajuster la valeur convenabledu jeu à la température de service et aux conditions réellesde travail. Même s’ils sont convenablement dessinés et mou-lés, de nombreux engrenages donnent des résultats défec-tueux parce que la valeur du jeu n’est pas adaptée aux condi-tions de fonctionnement. En particulier, le bureau d’étudesdoit savoir qu’un jeu correct au moment du montage des

64

Fig. 8.11-b Instrument de mesure de la distance entre centres

Fig. 8.11-c Diagramme de variation de la distance entre centres

Fig. 8.11-d Tolérances de moulage déterminées à partir du diagramme de la distance entre centres

Erreur compositetotale

Voile

Un tour de roue

Erreur dent-dent

T1

T

engrenages est susceptible de varier dans le temps, selon lesconditions de service, en raison:

– des variations dimensionnelles d’origine thermique;

– du retrait après moulage.

Si le carter du train d’engrenages est également moulé enplastique, les mêmes remarques s’y appliquent. La distanceentre centres peut varier et influencer le jeu. Il faut par consé-quent tenir compte des caractéristiques de stabilité dimen-sionnelle du matériau constituant le carter.

Un jeu trop important amène les dents à s’engrener à l’exté-rieur du cercle primitif, cet effet se traduit par une usure plusforte. Un jeu insuffisant contribue à réduire la durée de vieen service. Il peut même provoquer le grippage et la destruc-tion rapide de la pièce.

Il est souvent plus facile de déterminer la distance entre cen-tres après fabrication et mesure des engrenages. On devragarder à l’esprit que cette méthode peut conduire à une usureplus importante parce que les dents n’engrèneront plus exac-tement sur le cercle primitif théorique.

Jeu

Fig. 8.11-e Mesure du jeu

0,10 0,150,05

1

0,85

1,25

1,5

2,0

3

Backlash, mm

Mod

ule,

mm

Fig. 8.12 Valeurs de jeu recommandées pour les engrenages en DELRIN® et en ZYTEL®

Jeu, mm

Mo

du

le, m

m

Matériaux en contactLe coefficient de frottement et le facteur d’usure du DELRIN®

sur le DELRIN® ne sont pas aussi satisfaisants que dans le casdu DELRIN® sur l’acier trempé, voir tableau 7.01. Malgré cetinconvénient, un très grand nombre d’applications industriel-les comportent des trains d’engrenages complets en DELRIN®

(en particulier les appareillages et les petits réducteurs deprécision utilisés en horlogerie, les minuteries et autres dispositifs mécaniques).

– Lorsque deux roues en DELRIN® engrènent ensemble, il est inutile d’adopter des grades différents tels que leDELRIN® 100 et le DELRIN® 900F ou le DELRIN® 500CL.

– Dans de nombreux cas on peut réduire notablement l’usureen associant un engrenage en DELRIN® à une roue en poly-amide ZYTEL®. Cette combinaison est particulièrement efficace quand on exige une durée de vie prolongée. Elleprésente en outre l’avantage considérable de ne pas exigerde lubrification au moment du montage.

– Dans tous les cas, quand deux engrenages en plastiquetournent au contact l’un de l’autre, il faut soigneusement

prévoir une méthode d’évacuation de la chaleur. La dissi-pation thermique dépend de la conception d’ensemble dusystème. Elle nécessite une attention particulière quand lesdeux matériaux sont de bons isolants thermiques.

– Lorsque les engrenages en plastique engrènent avec desroues métalliques, la dissipation de chaleur est meilleureet permet de transmettre des couples plus élevés. Le pre-mier pignon d’un train d’engrenage est fréquemment usinédirectement sur l’arbre du moteur qui tourne à grande vitesse. La chaleur transmise par l’arbre depuis les palierset les bobinages peut élever la température des dentures au-delà de ce qui est normalement prévu. On devra atta-cher une attention particulière au refroidissement efficacedu moteur.

– Les engrenages associant les plastiques aux métaux peu-vent donner de meilleurs résultats et permettre une usuremoindre que les engrenages plastique sur plastique. Toute-fois cette supériorité n’est effective que si l’engrenage métallique est pourvu d’une surface trempée.

65

Tableau 8.05 Propositions de couple de matériaux pour la construction d’engrenages en ZYTEL®

Roue menante Roue menée

ZYTEL® 101L ZYTEL® 101L Utilisation très répandue dans les applications légères et moyennes.

Acier trempé ZYTEL® 101L Recommandé pour les applications à forte charge et forte vitesse. Présente la meilleure absorption du son et des chocs et la plus longue durée d’usure.

ZYTEL® 101L DELRIN® 100, Association présentant le coefficient de frottement et l’usure les plus faibles en comparaison avec l’un ou 500, 900 l’autre de ces matériaux travaillant sur l’acier ou sur lui-même. Vivement recommandée pour les applications

de puissance modérée. La meilleure quand aucune lubrification n’est possible. L’un ou l’autre de ces matériaux est utilisable pour la roue menante. Toutefois, la meilleure stabilité dimensionnelle du DELRIN®

le désigne logiquement pour l’engrenage de plus grande dimension.

Tableau 8.04 Propositions de couple de matériaux pour la construction d’engrenages en DELRIN®

Roue menante Roue menée

DELRIN® 500 DELRIN® 500 Usage général, charge, vitesse et durées de service moyennes. Mécanismes d’horlogerie et de compteurs, par exemple.

DELRIN® 100 DELRIN® 100 Applications impliquant de fortes sollicitations et une résistance satisfaisante à la fatigue et au choc, telles que les perceuses à main, certains appareils électroménagers, les engrenages d’essuie-glace, les dispositifs d’entraînement des machines à laver (en particulier mécanismes d’inversion). Engrenages associés à des rochets, des ressorts ou des accouplements.

DELRIN® 500 DELRIN® AF Engrenages de petits mécanismes exigeant l’absence de broutement et des pertes d’énergie réduites métaux tendres (instruments de mesure, réducteurs de moteurs miniatures, par exemple). L’association de ces deux

matériaux ne conduit pas nécessairement à une meilleure tenue à l’usure.

Acier trempé DELRIN® 100 Excellente combinaison pour les applications exigeant des vitesses et des charges élevées, une durée (dureté super- de service prolongée et une faible usure, en particulier dans le premier couple de roues des réducteurs ficielle env. 50 Rc) de moteurs à grande vitesse quand le pignon est usiné directement sur l’arbre du moteur (appareillages

électroménagers, perceuses et autres outils électriques, par exemple).

Acier doux DELRIN® 500 CL Associé aux métaux tendres, le DELRIN® 500CL donne des résultats très supérieurs à tous les autres métaux grades en ce qui concerne l’usure. De plus, il n’affecte pratiquement pas les surfaces métalliques. non ferreux Son emploi est recommandé pour les utilisations impliquant des charges modérées mais une durée

de vie utile prolongée (engrenages de mécanismes de haute précision).

LubrificationL’expérience montre qu’une lubrification initiale effectuéeau montage ne conserve son efficacité que pendant un tempslimité. Lorsque l’on démonte ces dispositifs au terme de leurdurée de vie, on constate que toute la graisse a été projetéesur les parois du carter. On peut en déduire que les engrena-ges ont fonctionné intégralement à sec. Le graissage au mon-tage ne permet donc pas de transmettre une charge plus éle-vée. Cependant il doit toujours être pratiqué parce qu’ilfacilite grandement la période de rodage.

Dans les applications excluant la présence de lubrifiant, l’as-sociation du DELRIN® et du ZYTEL® offre de grands avantages.Même à sec, ces trains d’engrenages fonctionnent en douceuret avec un bruit très réduit.

Quand la lubrification continue des engrenages en DELRIN®

et en ZYTEL® est possible, et si la pression superficielle appli-quée sur les dents en prise n’est pas excessive, l’usure estnégligeable et la durée de service utile n’est plus limitée quepar la résistance à la fatigue.

Essais de prototypes usinésSoumettre aux essais les prototypes usinés peut paraître laméthode la plus simple pour apprécier si un engrenage enDELRIN® est en mesure d’assurer les performances requises.Toutefois les résultats ainsi obtenus doivent être interprétésavec la plus grande circonspection. L’ingénieur n’a pas lacertitude qu’un engrenage moulé aura exactement les mêmesperformances qu’un engrenage usiné. Aucune conclusion définitive ne peut donc être tirée de résultats d’essais sur engrenages usinés. Construire un moule d’essai est la seuleprocédure valable pour réaliser un prototype d’engrenage.Cette procédure fournit non seulement des résultats signifi-catifs, mais aussi la valeur du retrait, le profil des dents, lediamètre primitif et la précision d’ensemble de la pièce. Ilest vivement recommandé de contrôler la qualité de la den-ture à l’aide d’un projecteur de profil, qui permet de décelerles déviations par rapport à la courbe théorique.

Essais de prototypesL’intérêt d’essais efficaces sur des engrenages prototypesmoulés par injection a déjà été souligné. Voici quelques indi-cations complémentaires:

Les essais d’accélérés effectués aux vitesses supérieures à celles exigées par une application déterminée sont sans valeur. Augmenter la température au delà des températuresnormales de fonctionnement peut provoquer une mise horsservice rapide, alors que le même engrenage fonctionne par-faitement dans les conditions habituelles d’utilisation. Lesmodalités d’essais doivent toujours être choisies pour se trou-ver aussi proches que possible des conditions réelles de fonc-tionnement.

66

Les exemples suivants montrent une nouvelle fois la néces-sité d’essais d’utilisation réellement significatifs.

– Les engrenages soumis à de fortes charges (par exempleappareillage électroménager), mais qui ne fonctionnentque de manière intermittente, ne doivent pas être essayésen marche continue, mais en cycles permettant à l’ensem-ble du dispositif de se refroidir à la température ambianteentre les périodes d’essais.

– Les engrenages rarement sollicités et tournant lentement(tels que ceux des stores) peuvent être essayés en marchecontinue, dans la mesure où l’élévation de température à la surface des dents demeure négligeable.

– D’autres types d’applications, tels que les engrenagesd’essuie-glace, atteignent rapidement leur températuremaximum de fonctionnement, sous laquelle ils assurentla plus grande partie de leur durée de servire utile. Ils doi-vent par conséquent être essayés sur la base d’une marchecontinue.

Des conclusions valables peuvent souvent être retirées de la valeur du couple statique à laquelle une pièce moulée estmise hors service. Si le couple de rupture s’avère être 8 à 10 fois plus important que la charge de fonctionnement, onpeut en déduire que l’engrenage fournira une longue duréede service.

Toutefois, les engrenages en plastique opèrent souvent trèsprès de leur limite d’endurance et la relation précédente n’estpas valable dans tous les cas. De toutes façons, le jeu doitêtre vérifié au cours de la totalité des essais. Il est pratique-ment impossible de déterminer, quand un engrenage est mishors service, si un jeu correct a été partiellement ou entière-ment responsable de la rupture.

Engrenages hélicoïdauxLorsque c’est possible, il est préférable d’employer les engre-nages à denture hélicoïdale de préférence à ceux à denturedroite. Parmi les avantages des premiers, mentionnons leurfonctionnement doux et sans grincement. Ils exigent cepen-dant des profils de dents parfaits et, de plus, les angles dessurfaces hélicoïdales qui engrènent doivent être tout à faitexacts.

Il est parfois difficile de respecter ce dernier impératif, enparticulier si l’engrenage en plastique est en prise avec uneroue métallique.

Les engrenages hélicoïdaux engendrent une poussée axialesusceptible de créer des problèmes. Il faut éviter d’adopterdes angles d’hélice supérieurs à 15°. La résistance des dentsde l’engrenage hélicoïdal est, à dimension égale, supérieureà celle d’un engrenage droit. Etant donné qu’on adopte géné-ralement des angles d’hélice assez faibles, on peut négligercette différence lorsque l’on détermine le module, en consi-dérant qu’elle contribue simplement à augmenter le coeffi-cient de sécurité.

Engrenages à vis sans finLes roues tangentes des engrenages à vis sans fin ont, le plussouvent, une section en forme de gouttière assurant, sur unecertaine longueur, un contact linéaire avec la vis. Etant donnéque cette disposition n’est pas aisément applicable aux engre-nages en plastique moulé, on utilise normalement une simpleroue hélicoïdale. La charge est alors transmise par des contactsponctuels susceptibles de créer une pression, une températureet une usure excessives.

De nombreux essais ont été réalisés en vue d’améliorerl’usure et de passer d’un contact ponctuel à un contactlinéaire. Les exemples suivants illustrent cette possibilité.

La figure 8.13 représente un engrenage en DELRIN® 100 àprofil concave, moulé d’une pièce, engrènant une vis sans finen ZYTEL® 101L dans un dispositif à commande manuelle. Lacontre-dépouille résultant de la concavité de la section est de l’ordre de 4%. Elle est pas conséquent éjectable du moulesans problème. Cette méthode de moulage et d’éjection d’unevis sans fin en une pièce est utilisée dans de nombreuses applications, bien que la fabrication de l’outillage exige expérience et compétence. Il faut noter l’impossibilité demouler cette vis à sept filets dans un moule à deux plateauxavec un plan de joint dans l’axe. L’angle des filets, de 31°,étant plus grand que l’angle de pression (20°), il en résulteune contre-dépouille dans le plan de joint. Dans ces condi-tions il faut dévisser la vis sans fin pour l’extraire du moule.

Fig. 8.13 Roue tangente de vis sans fin en une pièce

La figure 8.14 représente un engrenage d’essuie-glace fabriquéd’une manière différente. La contre-dépouille étant d’environ7%, et la pièce très rigide, son éjection est impossible. Lemoule est donc pourvu de 9 noyaux radiaux couvrant 6 dents.Cette technique permet d’obtenir un excellent engrenage, maiselle est limitée à l’emploi de moules à une seule empreinte.Le coût de l’outillage est naturellement plus élevé.

Fig. 8.14 Roue tangente à noyaux latéraux

9 noyaux latéraux

L’engrenage à vis sans fin de la figure 8.15 est égalementdestiné à commander un mécanisme d’essuie-glace. Faisantappel à une solution mixte, il est constitué d’une partie semi-concave et d’une partie hélicoïdale. Le contact des dentss’effectue sur le profil courbe alors que la partie hélicoïdaleaméliore simplement la résistance des dents et augmente ainsi la valeur du couple de rupture. Cette solution n’est pasidéale, mais elle présente néanmoins un avantage marqué surun simple engrenage hélicoïdal.

Fig. 8.15 Roue tangente à denture semi-concave

La figure 8.16 représente un engrenage à vis sans fin à den-ture concave réalisé en deux parties. Les deux moitiés sontconçues de telle sorte que les éléments moulés dans la mêmeempreinte puissent s’ajuster à l’aide de tétons qui se logentdans les orifices correspondants, les deux demi-roues étantcentrées avec précision, et les dents parfaitement alignées(voir également figure 8.17).

Fig. 8.16 Engrenage de vis sans fin en deux parties

Il est donc possible d’obtenir, avec une seule empreinte, unengrenage complet qui sera assemblé par emboîtage élasti-que, soudage par ultrasons ou rivetage. Si l’importance de la série l’exige, on peut prévoir par la suite des moules à plu-sieurs empreintes. La largeur de la roue peut être aussi grandequ’il est nécessaire. Elle n’est limitée que par l’obligationd’un engrènement satisfaisant. Ce modèle se rapproche beau-

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Variante de la même conception

Fig. 8.17 Engrenage de vis sans fin en deux parties, fixé par emboîtage élastique

coup de l’engrenage métallique traditionnel usiné (à vis sansfin). Le coût de l’outillage n’est pas plus élevée que celui dumodèle de la figure 8.15. Les engrenages à vis sans fin endeux parties sont spécialement recommandés pour les grandsdiamètres de vis, car ce système améliore considérablementles performances du dispositif.

L’avantage des engrenages à vis sans fin à denture concavesur le type hélicoïdal découle principalement du fait que lacharge est répartie sur une plus grande surface de dent, per-mettant un échauffement moins localisé et une contrainte de flexion réduite. Les essais effectués sur l’engrenage à vissans fin en deux parties montrent qu’il a une tenue 2 à 4 foissupérieure à celle d’un engrenage hélicoïdal.

Un exemple d’engrenage hélicoïdal à emboîtage élastique estdonné sur la figure 8.17.

Toutefois quand on compare les engrenages à vis sans fin de section concave aux engrenages hélicoïdaux simples, ondevra garder à l’esprit certaines limitations relatives au des-sin des premiers:

– Coût plus élevé de l’outillage.

– Nécessité d’un parfait centrage de la vis et de la roue. Pourtout déplacement, même réduit, le couple n’est plus trans-mis que sur une fraction de la largeur de la denture, ce quiaccroît l’usure ou se traduit par la mise hors service rapidedu système.

– L’entraînement de cet engrenage à vis sans fin est plus sen-sible aux différences entre les angles d’attaque qui doiventêtre parfaitement adaptés.

– L’assemblage de la vis et de la roue tangente doit s’effec-tuer selon une procédure précise.

Si, par exemple, la vis est montée en premier dans le carter,la roue à section concave ne peut être mise en place quedans une direction radiale, alors qu’un engrenage héli-coïdal (ou la roue présentée sur la figure 8.13) peuventêtre mis en place latéralement.

Les systèmes à vis sans fin permettent d’obtenir des réduc-tions de vitesse importantes avec seulement deux éléments.C’est pourquoi on les utilise fréquemment avec les moteurstournant à grande vitesse, la vis étant taillée directement surl’arbre métallique ou usinée par roulage.

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Etant donné que les exigences imposées varient largementselon l’application considérée, les performances et les limi-tations des roues à vis sans fin moulées en DELRIN® et enZYTEL® dépendent de l’emploi particulier envisagé.

C’est ainsi par exemple qu’un engrenage d’essuie-glace estsusceptible de fonctionner de manière répetée pendant untemps prolongé et à température élevée. De plus, il peut êtresoumis à un couple de blocage important lorsque les balaisd’essuie-glace sont immobilisés par le gel. Ceci se produi-sant à basse température, le diamètre de la roue est réduit parla contraction thermique, les efforts sont alors appliqués plusprès de la tête des dents, ce qui accroît les contraintes. Cesont souvent de telles conditions qui déterminent la concep-tion d’un engrenage.

A l’inverse, un mécanisme de lève-vitre électrique ne travaille,dans les conditions normales de service, que quelques secon-des à chaque manœuvre, avec des temps de repos prolongés.La température n’a pas le temps de s’élever et la roue dentéepeut ainsi supporter des contraintes plus importantes. La durée totale de service étant beaucoup plus courte que dansle cas d’un mécanisme d’essuie-glace, l’usure ne soulèveque rarement un problème. Nombre de ces dispositifs élec-triques bloquent des couples importants quand les vitres sontfermées. L’engrenage doit être suffisamment robuste pourque le fluage ne provoque pas de déformation importante desdents, en particulier l’été dans les voitures fermées.

Dans le cas des appareils électroménagers, les exigencessont très différentes.

La durée de fonctionnement à chaque usage est généralementindiquée sur l’appareil et elle est souvent limitée à quelquesminutes, ce qui permet d’adopter des petits moteurs travail-lant en surcharge, qui s’échauffent très rapidement et trans-mettent la chaleur à l’arbre et à la vis sans fin. Si l’appareilest utilisé conformément aux instructions, la température nedépassera pas la limite admissible. Mais s’il est mis en mar-che plus longtemps qu’il n’est recommandé, à des fréquen-ces trop importantes, la température peut s’élever suffisam-ment pour provoquer une usure excessive et une mise horsservice prématurée.Ces exemples démontrent qu’il est nécessaire de définir avecsoin les conditions de service escomptées et d’en tenir compte

dans l’étude du projet pour dimensionner la vis et la rouetangente. En plus des limitations mentionnées précédemment,d’autres facteurs doivent être examinés attentivement:

– Les vis sans fin usinées directement dans les arbres métal-liques des moteurs ont généralement un diamètre très réduit. A moins qu’elles ne soient supportées aux deux extrémités, les surcharges et les couples de blocage tendentà les fléchir et à provoquer un engrènement médiocre.

– Soumises aux mêmes conditions, les roues tangentes enplastique insuffisamment supportées se déforment axiale-ment, avec le même résultat.

– Dans le cas où les vis sans fin sont taillées dans des arbresde petit diamètre, les dimensions des dents sont extrême-ment limitées. En fait, de nombreux mécanismes de vissans fin, en particulier ceux des appareils électro-ménagers,ne fonctionnent convenablement que dans la mesure où legraissage effectué au moment du montage demeure efficace.

Si l’on considère que le temps total de fonctionnement effectif est relativement court, la tenue du mécanisme peut être tout à fait acceptable.

Bien que le graissage au montage n’ait qu’un effet limité dansle temps, il est vivement recommandé de le pratiquer danstous les mécanismes de vis sans fin dans lesquels le principalproblème découle du frottement. De plus, il faut prendre sipossible les mesures requises pour que le lubrifiant reste surla denture de la roue. Il est également conseillé d’adapterune graisse qui devienne suffisamment fluide à la tempéra-ture de service pour qu’elle puisse circuler et revenir sur la denture. Lorsque d’importants couples de blocage s’appli-quent sur l’engrenage, les contraintes de flexion et la résis-tance au cisaillement doivent également être contrôlées.Comme il a été indiqué, les efforts sont concentrés, dans lecas des roues à denture hélicoïdale, sur une très petite surfa-ce, ce qui entraîne une répartition irrégulière des contraintessur la largeur des dents. C’est pourquoi la largeur de la dentf pour déterminer les contraintes des couples de blocage nedoit pas dépasser deux fois sa hauteur. Pour un module de 1 mm, f égale 4 mm.

Il est recommandé de ne pas dépasser une valeur des contrain-tes de flexion de 30 MPa à température ambiante, en tenantcompte d’un facteur de sécurité de S = 1,5.

Certains constructeurs usinent les engrenages à vis sans findans des ébauches moulées. S’il existe une raison valable deprocéder de cette manière, les creux entre dents doivent éga-lement venir de moulage afin d’éviter la présence de bulleset de vides dans la jante. De nombreux engrenages à vis sansfin en plastique se rompent en raison de la présence de petitesbulles dans la zone voisine de la racine des dents qui est sou-mise à des contraintes élevées, parce que la jante a été mou-lée sous la forme d’un élément massif. (Cette remarque s’applique aussi bien aux autres types d’engrenages.)

La plupart des engrenages à vis sans fin utilisent des vis à filet unique et des roues à denture hélicoïdale. Ces denturessont plus faibles que le filet de la vis, le couple maximumtransmis est ainsi limité par la capacité de la roue à denturehélicoïdale. On adoptera un coefficient de sécurité élevé (3à 5) pour tenir compte des concentrations de contraintes éle-vées dues au contact ponctuel théorique ainsi qu’à la grandevitesse de glissement. Dans le cas de vis en ZYTEL® et deroues en DELRIN® la dissipation de chaleur est limitée étantdonné que ces deux matériaux ne sont pas de bons conduc-teurs de la chaleur. Il est conseillé de maintenir les vitessesde glissement à des valeurs inférieures à 0,125 mm/s. Ladissipation de la chaleur est nettement améliorée avec unevis en acier. Des vitesses de glissement atteignant 1,25 mm/ssont admissibles en présence d’une lubrification initiale. Enprésence d’une lubrification continue ou d’un fonctionnementintermittent, il est possible d’atteindre des vitesses de glisse-ment de l’ordre de 2,5 mm/s.

L’équation utilisée pour déterminer la vitesse de glissementest la suivante:

v = 0,001 π d ω (m/s)60 cos(α)

d = diamètre primitif de la vis sans fin (mm)ω = vitesse de la vis sans fin (rpm)α = inclinaison (Fig. 8.18)

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Tableau 8.06 Choix des matériaux pour la construction des engrenages à vis sans fin

Matériaux Matériauxde la vis de la roue Applications possibles

Acier doux DELRIN® 500CL Excellente tenue à l’usure; convient dans les petits dispositifs tels que les appareils (usiné ou roulé) électroménagers, les compteurs et les petits réducteurs de haute qualité.

Acier doux DELRIN® 100 Résistance moins élevée à l’usure, mais endurance à la fatigue et résistance au choc supérieures. et acier trempé Conseillé pour les couples de blocage élevés (essuie-glace, mécanismes de lève-vitre, appareils

électroménagers soumis à de fortes charges, tels que les hachoirs à viande éventuellement soumis à des chocs). Les vis sans fin en acier trempé assurent une meilleure tenue à l’usure.

Métaux non DELRIN® 500CL Le DELRIN® 500CL a démontré une résistance à l’usure très supérieure à celle de tous les autres grades de ferreux (laiton, DELRIN®, bien que son échauffement soit équivalent à celui des autres grades. Emploi dans les tachymètres, alliages de zinc) les compteurs et autres petits mécanismes.

ZYTEL® 101L DELRIN® 500 Excellent pour les mécanismes à commande manuelle, fonctionnement intermittent et à faible vitesse (polyamide 66) DELRIN® 100 (stores, lève-vitre d’automobiles, réducteurs lents fonctionnant en continu sous des charges négligeables

tels que les tachymètres et les compteurs). Excellentes caractéristiques de fonctionnement à sec.

DELRIN® 500 DELRIN® 500 A éviter. Tenue à l’usure médiocre, coefficient de frottement élevé. Utilisé néanmoins dans les petits mécanismes à faible vitesse et sous sollicitations très réduites.

Matériaux en contactD’une manière générale, tous les réducteurs à vis sans finont un rendement médiocre, conséquence d’une trop fortevitesse de glissement qui transforme en chaleur une fractionimportante de l’énergie. Il est donc primordial de choisir unmatériau associé présentant un coefficient de frottement etune usure faibles. A cet égard, une excellente solution consisteen une vis de ZYTEL® 101 fonctionnant au contact d’une roueen DELRIN®. La dissipation de chaleur étant médiocre, cettesolution est limitée à certaines applications. Le mécanismede l’ouvre-boîte de la figure 8.18 fournit l’exemple d’une application largement commercialisée faisant appel à l’asso-ciation de ces deux matériaux.

La vitesse de rotation, 4000 t / min, de l’arbre du moteur estabaissée dans un premier temps par un réducteur constituéd’un pignon et d’un engrenage à denture intérieure. Ce der-nier entraîne à son tour la vis sans fin en ZYTEL® 101. Lescycles d’utilisation sont tellement brefs qu’aucune accumu-lation notable de chaleur ne peut se produire.

Roue coniqueLa formule de calcul de la contrainte de flexion d’une rouedroite cylindrique doit être corrigée de la manière suivante:

σ = {r / (r-f)} F / (y M f)r = rayon primitif (r = 0,5 dmax voir Fig. 8.06)f = largeur de dent

Avec les matériaux plastiques, le support de la jante est trèsimportant et des nervures de soutien sont presque toujoursnécessaires.

Rayons des congésLa plupart des matériaux pour la construction des engrenages,dont le DELRIN® et le ZYTEL®, sont sensibles à l’effet d’entaille.Dans ces conditions, il est inutile de souligner l’importancede rayons de congé convenablement dimensionnés. Lescongés standards s’avèrent satisfaisants dans la majorité des applications. On a constaté que l’emploi de congés rondsaugmente d’environ 20% la duré de service des engrenagesde DELRIN® fonctionnant sous une lubrification continue. Les congés ronds peuvent aussi s’avérer avantageux dans lesapplications soumises à des chocs ou des secousses.

Roue tangeante en DELRIN®

Vis sans fin en ZYTEL® 101

Fig. 8.18 Mécanisme d’ouvre-boîte équipé d’un entraînement à vis sans fin

d

α

70

Méthodes de fixationLa goupille-ressort à encoche radiale est l’une des meilleuresméthodes de fixation des engrenages en plastique aux arbres.Si le couple doit être faible, la solution A1 peut être employée.Les clavettes et vis de blocage, bien qu’utilisées avec succès,sont à éviter car elles nécessitent une géométrie asymétriquedu moyeu. Si toutefois on utilise des vis de blocage, ellesdevront s’enfoncer dans un évidement de l’arbre.

Les ajustements à serrage sont utilisables dans la mesure où les couples transmis sont faibles, car la relaxation de lacontrainte au sein du plastique peut entraîner un patinage. Lemoletage de l’arbre peut se révéler utile. Les vis sans tête nedoivent pas non plus être utilisées, même pour la transmis-sion de couples faibles. Le plastique peut se rompre durantl’assemblage, ou fluer à l’usage, même en cas d’utilisationd’une douille filetée métallique.

A2

Voici deux solutions alternatives; le choixentre A1 et A2 dépenddu couple à transmettre

B1

B2

Fig. 8.19 Solutions de remplacement aux vis sans tête

A4

L’emploi d’inserts surmoulés a été appliqué avec succès auxengrenages en DELRIN® et en ZYTEL®. Le type d’insert le plusrépandu est un arbre moleté. Des rainures circonférentiellesdisposées dans la zone moletée sont utiles pour éviter les déplacements axiaux dans le cas des engrenages hélicoïdaux,à vis sans fin ou à pignon conique.

Des inserts métalliques estampés ou coulés ont égalementété employés avec des résultats satisfaisants. Les pignons dedistribution de moteurs à explosion, mentionnés précédem-ment, utilisent un insert d’aluminium coulé sous pressionpourvu de l’ébauche de la denture. Le ZYTEL® est surmoulésur l’insert pour constituer la denture définitive. Il s’agitd’un exemple de bonne exploitation des meilleures propriétésdes deux matériaux, permettant d’obtenir un pignon de dis-tribution amélioré, dimensionnellement stable et économique.Des inserts tournés ont également été utilisés. Il est importantde choisir, en présence d’inserts métalliques, des matériauxdotés d’un allongement suffisant pour que les contraintes rési-duelles provenant du retrait au moulage ne provoquent pasde fissuration autour des inserts. Tous les polyamides ZYTEL®

sont, à cet égard, parfaitement satisfaisants. Le DELRIN® pré-sente en général des valeurs d’allongement inférieures à cellesdu ZYTEL® et une résistance au fluage plus élevée. Une fissu-ration latente peut ainsi se produire sur les inserts surmoulésdans les DELRIN® 500 et 900. L’emploi du DELRIN® 100ST,qui possède un très fort allongement, est conseillé en présen-ce d’inserts surmoulés.

Ces derniers peuvent être emmanchés à force ou posés parultrasons pour réduire les contraintes résiduelles. Des élémentsemboutis ont été employés sous forme de plaques fixées auvoile de l’engrenage au moyen de vis, de rivets ou par rive-tage par ultrasons.

Quelle que soit la méthode de fixation, il est important d’éviterles sources de contraintes. La présence de congés sur les can-nelures, les inserts, etc. est extrêmement importante.

Fig. 8.20 Combinaison d’un engrenage et d’un rochet

Quelques exemples de fonctions combinéesComme mentionné plus haut, les engrenages en plastique offrent des avantages économiques importants sur ceux réalisés en métaux. Les économies les plus appréciables découlent de la possibilité de combiner en une seule pièce un nombre presque illimité d’éléments et de fonctions.

Les figures 8.20 à 8.25 illustrent, dans cet ordre d’idées,quelques exemples de conception:

– Dans cette première application (figure 8.20) un engrenageen DELRIN® comporte des ressorts incorporés qui sont enprise avec une roue à rochet solidaire d’un autre engrenageen polyamide ZYTEL® 101. Il existe de nombreux types deroues à rochet en DELRIN® qui fonctionnent en donnanttoute satisfaction sous réserve que les ressorts des cliquetsne restent pas sous contrainte pendant des temps prolongés.

Fig. 8.21 Rayons résistants aux chocs

Fig. 8.22 Engrenage sans jeu

71

– Dans bien des cas, il est très souhaitable de protéger la den-ture contre les chocs. On y parvient en reliant le moyeu del’engrenage à la jante au moyen de bras flexibles convena-blement dimensionnés, comme le montre la figure 8.21.On utilise aussi parfois ce système sur les roues d’impri-mante pour obtenir une impression régulière sans que soientnécessaires des tolérances très précises.

– La figure 8.22 représente un système d’engrenage sans jeudestiné à une montre de tableau de bord d’automobile. Lemouvement du pignon est transmis au secteur denté par unengrenage à bras flexibles en DELRIN®. Au montage, cetengrenage est ovalisé et exerce donc un certain effort surle pignon et le secteur. Etant donné que le couple transmisest très faible, la relaxation des contraintes n’entrave pasle fonctionnement du système. De plus, chaque fois que le mécanisme est actionné, l’engrenage ovalisé change de position, ce qui accroît l’effort appliqué et permet le redressement de la partie précédemment sollicitée. Autrecaractéristique originale, le secteur comporte deux butéesqui limitent son déplacement. Quand l’une des butées entre en contact avec l’engrenage en Delrin, le pignonpeut continuer à tourner sans provoquer aucun dommage,grâce au glissement des dents sur l’engrenage souple.

– La figure 8.23 représente un autre projet de système detransmission du mouvement entre deux engrenages sansaucun jeu. L’engrenage principal est équipé de ressorts venus de moulage qui s’engagent dans les fentes ména-gées dans la seconde roue. Lors du montage du pignon, lesdeux couronnes dentées sont légèrement décalées, ce quiprovoque la mise en charge des ressorts et supprime toutjeu. Ici encore, la force diminue avec le temps en raisonde la relaxation des contraintes. Ce dispositif convientbien pour de faibles couples tels que ceux existant dansles cadrans des instruments de mesure ou dans les méca-nismes de mise à l’heure des pendules.

Fig. 8.23 Engrenage sans jeu

– Les dispositifs limiteurs de couple sont fréquemment utili-sés avec les engrenages en plastique afin de supprimer toutrisque de détérioration des dents en cas de surcharge (dansles transmissions impliquant des couples élevés, tels queles hachoirs à viande, les ouvre-boîtes et les perceuses àmain, par exemple). La figure 8.24 montre l’une des solu-tions possibles. Il est important que le dispositif soit conçude telle sorte que les ressorts ne restent pas accidentelle-ment en charge, ce résultat est obtenu ici par trois ressortspivotants.

Fig. 8.24 Engrenage à limitation de couple

– Pour des exigences particulières, il est également possibled’associer des engrenages à des accouplements à glisse-ment. La figure 8.25 représente un engrenage en DELRIN®

emboîté élastiquement sur un arbre en ZYTEL® 101, danslequel le moyeu fendu de l’engrenage sert d’accouplementpour un petit dispositif de réglage d’un cadran. Si, commec’est le cas, le couple à transmettre est très faible, la relaxa-tion des contraintes dans les ressorts n’en entravera pas leparfait fonctionnement pendant une durée de service suffi-sante. Si, au contraire, il faut transmettre un couple cons-tant pendant un temps prolongé, il devient nécessaire deprévoir un ressort métallique supplémentaire autour dumoyeu afin de maintenir constante la force appliquée.

72

Fig. 8.25 Engrenage à embrayage glissant

Quand employer le DELRIN® ou le ZYTEL®

Le polyamide ZYTEL® et la résine acétal DELRIN® sont d’ex-cellents matériaux pour la construction des engrenages, utili-sés largement dans un grand nombre d’applications. Le choixde l’un ou de l’autre peut, à priori, ne pas paraître évident,mais si l’on examine les exigences propres des applications,il devient relativement facile. Bien que les deux matériauxsoient analogues sous de nombreux aspects, ils présentent denettes différences. C’est sur ces différences que repose finale-ment le choix. Un certain nombre d’indications sont donnéesci-dessous:

ZYTEL®

– Température d’utilisation la plus élevée.– Absorption maximum des chocs et des secousses.– Moulage d’inserts.– Résistance maximum à l’abrasion.– Meilleure résistance aux acides et aux bases faibles.– Fonctionnement plus silencieux.

DELRIN®

– Meilleure stabilité dimensionnelle.– Ressorts moulés incorporés.– Fonctionne au contact des métaux tendres.– Faible absorption d’humidité.– Meilleure résistance aux solvants.– Bonne résistance aux taches.– Plus rigide et plus résistant dans les environnements très

humides.

Comme nous l’avons déjà indiqué, le fonctionnement duDELRIN® et du ZYTEL® au contact l’un de l’autre se traduit parun frottement et une usure plus faibles que si l’un ou l’autred’entre-eux était au contact de l’acier (ceci n’est pas toujoursvrai en présence de fortes charges, ou quand domine un pro-blème de dissipation thermique).

Certains bureaux d’études ont employé cette associationpour développer des systèmes d’engrenages nouveaux plusperformants.

Lorsque les propriétés de la résine acétal DELRIN® sontrequises, le DELRIN® 100 est le matériau le plus adapté auxengrenages, en raison de sa rugosité et de son allongement derupture supérieurs à ceux du DELRIN® 500. Le DELRIN® 100est le plus visqueux à l’état fondu et ne peut pas toujours êtreemployé dans les moules difficiles à remplir. Les DELRIN® 500et 900 ont donné satisfaction dans de nombreux cas de ce type.

Si l’on choisit le polyamide, le ZYTEL® 101L est le plus cou-ramment utilisé. Le ZYTEL® 103HSL, version stabilisée à lachaleur du ZYTEL® 101L doit être retenu si la durée de vie enservice est prolongée et si la température d’utilisation estélevée.

Les grades de l’un ou l’autre des produits renforcés de fibrede verre sont à éviter. Les fibres de verre sont très abrasiveset l’on assistera à une usure rapide de l’ensemble du traind’engrenage. Les engrenages travaillant pendant de trèscourtes périodes et de façon intermittente seront réalisésen plastique renforcé verre pour améliorer la rigidité ou lastabilité dimensionnelle. Des essais très attentifs sont alorsindispensables pour contrôler très soigneusement les condi-tions de moulage, non seulement dans le but habituel demaintenir la précision de l’engrenage, mais aussi parce queles résines renforcées de fibre de verre présentent des étatsde surface très différents selon les paramètres de moulage,en particulier la température du moule. Il est possible de modifier celle-ci sans changer les cotes, en compensant cettemodification par des ajustements sur les autres variables de mise en œuvre. On peut ainsi établir des spécifications sur le lissé de surface, pour s’assurer que celui de l’engre-nage essayé est reproductible en production de grande série.

73

égorie Iboîtage élastique

IntroductionLes pièces en plastique peuvent être jointes au moyen dediverses méthodes d’assemblage. Certaines d’entre-ellespermettent le démontage (catégorie I), d’autres créent unejonction permanente (soudage, catégorie II).

– Fixations mécaniquesLes vis auto-taraudeuses découpent ou forment un filet au moment où elles sont mises en place. Elles permettentd’éviter le moulage d’un filetage intérieur ou une opérationdistincte de taraudage.

– Filets en plastiqueSi nécessaire, les filets externes et internes peuvent êtremoulés automatiquement sur la pièce, ce qui évite leurcréation ultérieure par des méthodes mécaniques.

– Emmanchement à forceCette technique offre économiquement des joints très résis-tants. On propose en général de plus grandes interférencesentre pièces thermoplastiques qu’entre pièces métalliques,compte tenu du plus faible module d’élasticité des pre-mières.

L’accroîssement de l’interférence peut conduire à des éco-nomies de production grâce à une plus grande latitude destolérances. On doit évaluer attentivement l’influence descycles thermiques et de la relaxation des contraintes surla résistance de l’assemblage.

– Emboîtages élastiquesL’emboîtage élastique est un moyen simple, économiqueet rapide d’assemblage des pièces plastiques. Dans sonprincipe, une contre-dépouille moulée sur l’une des piècess’accouple avec une lèvre ménagée sur l’autre pièce. Cette méthode d’assemblage est parfaitement adaptée auxmatières plastiques du fait de leur souplesse, de leur allon-gement élevé et de leur aptitude à être moulées en formescomplexes.

– Soudage par rotation (voir chapitre 10)Le soudage par rotation produit des soudures robustes, per-manentes et exemptes de contraintes. Dans le soudage parrotation, les surfaces à souder sont pressées l’une contrel’autre tout en étant soumises à une rotation relative àgrande vitesse. La chaleur du frottement est engendrée au niveau de l’interface. Après la formation d’un film de matière thermoplastique fondue, la rotation est arrêtéeet on laisse la soudure se solidifier sous pression.

– Soudage par ultrasons (voir chapitre 10)Des pièces en plastique de même nature peuvent être sou-dées sous l’effet de la chaleur de frottement engendrée parles ultrasons. Cette méthode de soudage très rapide exigeen général moins de deux secondes. Elle peut être entière-ment automatisée pour une production à cadence élevée et à grand débit. Elle exige la surveillance particulière de certains points tels que la conception de la pièce et dujoint, les paramètres du soudage, les dispositifs de fixationet la teneur en humidité.

9 – Techniques d’assemblage – CatVis, emmanchement à force, em

– Soudage par vibrations (voir chapitre 10)Le soudage par vibrations est basé sur le principe dufrottement. Dans cette technique, la chaleur nécessaire à la fusion du plastique est engendrée en pressant les piècesl’une contre l’autre et en les faisant vibrer selon un petitdéplacement au niveau du joint. La chaleur créée par lefrottement fond le polymère au niveau de l’interface. Lesvibrations sont ensuite arrêtées, la pièce est centrée auto-matiquement et la pression est maintenue jusqu’à ce quela résine se solidifie pour lier les éléments entre eux. Larésistance de l’assemblage est proche de celle de la matièreconstituant les pièces soudées.

– Soudage à la plaque chaude (voir chapitre 10)La technique de soudage à la plaque chaude est employéepour joindre les pièces thermoplastiques. Les composantsasymétriques comportant des éléments internes fragilessont particulièrement concernés par cette méthode.

– Soudage au laser (voir chapitre 10)Deux éléments en plastique, dont l’un doit être constituéd’un matériau transparent, sont soudés ensemble en utili-sant un faisceau laser pour provoquer la fusion des deuxmatériaux.

– Assemblage par rivetage – refoulement à froid ou à chaud(voir chapitre 10)Cette technique d’assemblage pratique et peu coûteuseforme des jonctions mécaniques robustes et permanentes.On exerce une charge de compression sur l’extrémité d’unrivet dont le corps est maintenu et refoulé dans le volumerestreint d’une bouterolle.

– Assemblage par collage (voir chapitre 10)L’assemblage par collage est destiné à joindre des plasti-ques entre eux ou à des matériaux de nature différente. Il est particulièrement utile quand il s’agit d’associer desformes compliquées ou de grandes dimensions. On trou-vera les détails sur les méthodes et les techniques dans leschapitres relatifs à chaque produit.

Conception dans l’optique du démontageDans le but de réduire au maximum l’impact sur l’environ-nement, il convient de sélectionner la conception et le maté-riau de manière à garantir l’utilisation la plus efficace pos-sible de la pièce pendant sa durée de service. Cela peutimpliquer le recyclage de la pièce ou de certains de ses élé-ments. Pour cette raison, il est très important de «concevoirdans l’optique du démontage». Le chapitre 10 fournit à cesujet des informations et des recommandations qui devraientpermettre aux concepteurs d’obtenir des solutions optimales.

Fixations mécaniques

Vis autotaraudeusesLes vis autotaraudeuses constituent un moyen d’assemblageéconomique des éléments en plastique. Il est possible de join-dre des matériaux de nature différente, et ces assemblagespeuvent être aisément démontés et remontés.

75

Les vis autotaraudeuses se divisent en deux catégories princi-pales, celles qui forment les filets et celles qui les découpent.

Les premières déforment le matériaux dans lequel elles sontinsérées en modelant les filets dans la pièce plastique. Lessecondes enlèvent de la matière pour creuser le filet à lamanière d’un taraud. L’ingénieur doit connaître le plastiquequi sera utilisé, ainsi que son module d’élasticité, avant dedéterminer quel type de vis autotaraudeuse est le mieuxadapté.

Les vis à former les filets sont adaptées aux modules d’élas-ticité inférieurs à 1500 MPa; le matériau peut alors être déformé sans entraîner de contraintes périphériques élevées.

Quand le module d’élasticité en flexion d’une matière plas-tique est compris entre 1500 et 3000 MPa, il est difficile dedéfinir le type de vis le mieux approprié. D’une manièregénérale, la contrainte engendrée par la vis formant les filetsétant trop forte pour cette classe de résines, la vis coupanteserait plutôt conseillée. Cependant des polymères tels que lespolyamides ZYTEL® et les résines acétal DELRIN® se compor-tent de façon satisfaisante sous l’action des vis à former lefiletage. Les vis coupantes demeurent encore préférables àmoins que des montages et démontages répétés soient ulté-rieurement nécessaires.

76

D d

L

45° ± 5°

LType AB

Type B

Type BP

Type U

S

P

D d

A

HS

P D

45° – 65°

Type T

L

S

PD

S

40° ± 8°

D d

Fig. 9.01 Types de vis autotaraudeuses

Les vis à former «AB» et «B» présentées sur la figure 9.01,sont à filets espacés et à vissage rapide.

La vis «BP» est très analogue à la vis «B», mais elle a un angle de dégagement de 40° et une pointe conique non filetée. Celle-ci facilite le centrage des trous au cours del’assemblage. Le type «U», à extrémité épointée, est une visà filets multiples destinée aux assemblages permanents. Cetype «U» n’est pas conseillé si son démontage est prévu ulté-rieurement. Des vis à former spéciales, telles «Trilobular»,conçues pour réduire la pression radiale, sont fréquemmentutilisées dans cette plage de modules d’élasticité (voir figure 9.02).

Les vis à section transversale non circulaire présentent descouples d’entraînement et de serrage légèrement accrus.

Une autre forme de filetage originale, la fixation «Hi-Lo»,comporte un double filetage dont l’un est profond et l’autreléger. Un angle de dégagement aigu, de 30°, permet de for-mer un sillon plus profond dans la matière et de réduire lacontrainte périphérique qui serait engendrée par l’angle de60° d’un filet de forme conventionnelle. La vis «Hi-Lo» estégalement caractérisée par un diamètre de l’âme inférieur àcelui d’une vis conventionnelle. Cette disposition augmentela surface de matière au contact des filets hauts et minces, etaccroit la surface sur laquelle s’exerce le cisaillement axial.Tous ces facteurs contribuent à une meilleure résistance àl’arrachement et à une fixation plus robuste. Ce style de vispeut aussi bien être du type à former, que du type à découperutilisé avec les matériaux de module d’élasticité encore plusélevé.

Trilobe

Cette configuration triangulaire conçue parContinental Screw Co. (et licenciée aux autressociétés) est une technique différente destinéeà retenir le maximum de matériau. Après l’insertion, le polymère flue et relaxe sescontraintes dans la zone comprise entre leslobes. Le dessin «Trilobe» crée égalementdes évents le long de la vis au cours de l’insertion, supprimant l’effet «piston» danscertains plastiques ductiles et les accumula-tions de pression sous la vis au cours de saprogression, lesquelles risqueraient de briserou de fissurer le matériau.

Filetage pointu

Certains filetages spéciaux comportent desangles de filetage inférieurs à 60°, qui est lavaleur courante dans la plupart des vis stan-dards. Des angles de dégagement de 30°ou de 45° forment des filets aigus qui sontintroduits plus facilement dans les plastiquesductiles. Ils créent des sillons de contact plusprofonds et réduisent les contraintes. Danscertains cas, les dimensions des bossagespeuvent être réduites en présence de ces filets pointus.

HI–LO

Ce dessin à double filetage, conçu parELCO Industries, augmente la force defixation de la vis en augmentant le volumede matériau retenu entre les filets.

Fig. 9.02 Types spéciales de vis autotaraudeuses

EJOT Delta Special design

Les résines du troisième groupe, dont le module d’élasticité setrouve dans la plage de 3000 à 7000 MPa, doivent leur résis-tance à la présence de fibres de verre.

Les produits caractéristiques de cette catégorie sont les ZYTEL®

renforcés de 13% de fibre de verre et les MINLON® renforcésde charges minérales. Les fixations sur ces produits se fontau mieux à l’aide de vis découpant le filetage. Dans ces maté-riaux plus rigides, les vis coupantes assurent une bonne péné-tration des filets, de fortes charges de serrage et ne donnentpas naissance aux contraintes résiduelles élevées qui pour-raient entraîner des ruptures après l’insertion.

Les matières plastiques du dernier groupe, dont le moduled’élasticité en flexion est supérieur à 7000 MPa, sont relati-vement fragiles et ont tendance à granuler entre les filets,entraînant un arrachement à une force plus faible que pré-vue. Les résines de cette catégorie à module supérieur sontles résines polyamides ZYTEL® renforcées de 33% et 43% defibre de verre, la résine RYNITE® PET renforcée de téréphta-late de polyester, la résine CRASTIN® PBT renforcée de téré-phtalate de polybutylène et la résine polyamide haute perfor-mance ZYTEL® HTN de DuPont.

Pour ces matériaux, on conseille les filets plus fins de la visdu type T. Même avec les pas les plus fins, le retrait de la visdétériore ici le filetage du plastique, rendant impossible leréemploi d’une vis de même dimension. Si, dans ce groupede matériaux, le retrait et le remplacement de la fixation sontà prévoir, il est recommandé d’utiliser des inserts métalliques,ou bien de prévoir des bossages suffisamment dimensionnéspour loger ensuite une vis de plus grand diamètre (figure 3.25).On utilisera des vis de taille plus importante pour les répara-tions ou pour permettre des forces de serrage supérieures àcelles de l’installation initiale.

Si le choix se fait sur les inserts métalliques, les cinq typessuivants sont disponibles sur le marché: à pose par ultrasons,inserts chauffés, surmoulés, à expansion, à douille pleine (figure 9.03). Les inserts sont maintenus en place à l’aide demoletages, de cannelures et de fentes.

A Chauffé ultrasons

B Surmoulé

C Expansion

D Douille pleine

Fig. 9.03 Types d’inserts

Ils sont conçus pour résister aux déplacements axiaux et angulaires.

– Insert posé par ultrasonsCet insert est pressé dans le polymère fondu par l’actiondes vibrations ultra-sonores, puis il est maintenu en placepar la solidification de la matière. Quand elle est appli-cable, cette méthode est la meilleure car elle ne laisse quede faibles contraintes résiduelles.

– Insert chaufféL’insert est chauffé 30 à 50° C au-dessus de la températurede mise en œuvre de la matière et introduit à force dans letrou correspondant, légèrement plus petit.

– Insert surmouléL’insert est disposé dans le moule avant l’injection. Sa configuration extérieure est conçue pour engendrer le minimum de contraintes après le refroidissement.

– Insert à expansionL’insert à expansion est glissé dans l’orifice et se bloquequand on introduit la vis qui écarte ses parois.

– Douilles pleinesLes douilles sont généralement des inserts en deux parties.Le corps est vissé à l’intérieur d’un trou préalablementpréparé et une bague immobilise l’insert en place.

Conseils relatifs à la conceptionIl est important, lors du dessin de fixations par vis autotara-deuses, de tenir compte d’un certain nombre de facteurs (voiraussi figure 3.09 pour la conception) :

– Dimensions du trou du bossagePour obtenir la valeur la plus élevée du rapport coupled’arrachement/couple de vissage, utiliser un trou de dia-mètre égal au diamètre primitif de la vis. (dh ≅ 0,8 Ds, voir tableaux 9.01-9.02).

– Dimensions extérieures du bossageLe diamètre de bossage le mieux adapté est égal à 2,5 foisle diamètre externe de la vis. Un bossage trop étroit peutse fissurer. Par contre, au delà de cette valeur, on n’obtientaucune augmentation appréciable du couple d’arrachementpar l’augmentation des dimensions du bossage.

– Influence de la longueur de la visLe couple d’arrachement augmente rapidement avec la lon-gueur de la vis et atteint un palier quand la vis est engagéedans le bossage sur une longueur égale à 2,5 fois son dia-mètre primitif.

La valeur du rapport couple d’extraction/couple de vissagepermet pratiquement d’évaluer la faisabilité d’une fixationpar vis. Dans le cas d’une production en grande série à l’aided’outils électriques, ce rapport doit être d’environ 5:1. Avecdes opérateurs bien entraînés, travaillant sur des séries depièces homogènes au moyen d’outils à main, un rapport de2:1 est acceptable. Dans tous les cas on doit éviter les lubri-fiants qui réduisent ce rapport de façon drastique.

Couple d’arrachementLe couple d’arrachement peut se calculer d’après l’équation:

T = F r f1 + f2 + p

2�r

77

� �

dans laquelle:

T = valeur du couple pour développer la résistance à l’arrachement

r = rayon primitif de la vis

p = inverse du nombre de filets par unité de longueur

F = résistance à l’arrachement

f1 = Coefficient de frottement vis – plastique, Tab. 7.01

f2 = Coefficient de frottement tête de vis – matériel situé au-dessous

Force d’arrachementL’essai fondamental pour une vis autotaraudeuse est celui dela résistance d’arrachement. Il peut se calculer par l’équationsuivante:

F = τ π DpL / C.S.

dans laquelle:

F = résistance d’arrachement

� = contrainte de cisaillement =σt

√ 3σt = contrainte au seuil d’écoulement en traction

ou contrainte nominale

Dp = diamètre primitif

L = longueur axiale totale du filetage engagé

C.S. = coefficient de sécurité = 1,2 c1 c2

c1 = 1,0 pour vis spéciales

c = 1,5 pour vis ordinaires

c2 = 10 / εr (≥1,0)

εr = allongement à la rupture (%)

� �

Les informations précédentes peuvent être vérifiées en pro-cédant à des essais prototypes sur des plaques à bossages ou sur des plaques planes moulées dans le polymère choisi.

Les tableaux 9.01 et 9.02 donnent les valeurs numériquesdes résistances d’extraction, des couples d’arrachement ainsique les dimensions des vis de types AB de différentes tailles.La nomenclature des vis autofileteuses y est décrite. La lon-gueur engagée «L» est égale à 2,5 fois le diamètre de la vis.Des exemples avec des vis autotaraudeuses sont présentésdans les figures 9.36, 9.37 et 9.38.

Force d’arrachement des inserts métalliquesPour le calcul de la force d'arrachement des inserts métalli-ques, il est possible d'utiliser la formule conçue pour les visauto-taraudeuses, mais avec une longueur effective de 0,3 à 0,5 L (voir aussi les figures 9.03a/b).

Filetage en plastique

IntroductionCette méthode classique permet d’associer les pièces enDELRIN® et ZYTEL® ou autres matériaux thermoplastiques. Elleest utilisable pour assembler des pièces réalisées en matériauxdifférents, et le filetage peut être moulé dans la pièce.

Principes de baseLa conception d’un joint vissé exige la suppression de tousles angles intérieurs vifs. La naissance ainsi que la terminai-son du filetage doivent être arrondies afin d’éviter les effetsd’entaille. Voir figure 9.04A.

78

Vis type A, no 6 7 8 10 12 14

Ds mm 3,6 4 4,3 4,9 5,6 6,5

ds mm 2,6 2,9 3,1 3,4 4,1 4,7

Dh mm 8,9 10 10,8 12,2 14 16,2

dh mm 2,9 3,3 3,5 4,1 4,7 5,5

DELRIN® 500 NC010 N 3100 3800 4500 5250 6500 9 000

DELRIN® 570 N 3050 3600 4250 4950 6000 8 300

ZYTEL® 101L NC010 N 2250 3250 3850 4300 5100 6 400

ZYTEL® 79G13L N 2200 3100 3400 3700 4400 5 900

ZYTEL® 70G30HSL N 2300 3200 3500 3900 4850 6 200

MINLON® 10B140 N 3200 3330 5370 5690 8710 10 220

MINLON® 11C140 N 2880 3200 3540 4510 5070 6 480

RYNITE® 530 N 3300 4100 4400 4900 * *

RYNITE® 545 N 4300 4470 4500 5660 6020 *

RYNITE® 555 N 2480 2940 2740 3780 4120 *

Tableau 9.01 Valeur de la force d’arrachement pour différentes dimensions de vis et différents materiaux

Ds

ds

Dh

dh

Forc

e d’

arra

chem

ent

* Rupture du moyeu sous l’effet de la vis

Vis type A, no 6 7 8 10 12 14

Ds mm 3,6 4 4,3 4,9 5,6 6,5

ds mm 2,6 2,9 3,1 3,4 4,1 4,7

Dh mm 8,9 10 10,8 12,2 14 16,2

dh mm 2,9 3,3 3,5 4,1 4,7 5,5

DELRIN® 500 NC010 N.m 2,5 3,5 4,6 5,8 7,5 11,2

DELRIN® 570 N.m 2,5 3,5 4,7 6,2 8,2 12,0

ZYTEL® 101L NC010 N.m 1,6 2,5 3,6 5,0 7,0 10,0

ZYTEL® 70G13L N.m 2,0 3,0 4,0 5,3 6,9 8,5

ZYTEL® 70G30HSL N.m 2,5 3,5 4,8 6,3 8,0 10,0

MINLON® 10B140 N.m 2,4 3,5 4,8 6,4 10,2 13,8

MINLON® 11C140 N.m 2,5 3,0 4,3 6,0 7,3 11,3

RYNITE® 530 N.m 3,3 4,3 4,6 7,2 - -

RYNITE® 545 N.m 4,7 5,1 5,3 8,6 10,4 11,8

RYNITE® 555 N.m 4,3 4,7 4,2 6,0 a) 6,6 a) 9,8 a)

Tableau 9.02 Couple d’arrachement pour différentes dimensions de vis et pour différents matériauxCo

uple

d’e

xtra

ctio

n

Ds

ds

Dh

dh

a) Pour ces dimensions, «dh» a été augmenté de 10% afin d’éviter la rupture du moyeu sur la ligne de soudure

Si les deux pièces sont réalisées en plastique, le profil du filetage doit être modifié selon l’un des deux types présentésdans les figures 9.04B et 9.04C.

Les thermoplastiques techniques ont habituellement une résistance aux contraintes de compression supérieure à la résistance à la traction. Les filetages doivent par conséquentêtre placés sur l’extérieur de la pièce plastique lorsque celle-ci est destinée à être vissée dans un tube métallique, figure 9.05.

a a

ri ro r

A

filetage en dents de scie

a = pas du filetage, p

p

�

R rI ro r

C

B

filetage arrondi

Fig. 9.04 Vis plastiques

79

Fig. 9.05 Type d’assemblage vissé plastique-métal conseillé

Tube métallique

Exemples pratiques d’assemblages vissésPour les exemples de vis plastiques, voir figures 9.06 à 9.08.

80

Fig. 9.06 Bouchon ou obturateur

Fig. 9.07 Raccordement de tuyaux

Fig. 9.08 Accouplement

Conception des vis plastiquesEquations théoriques permettant de calculer la résistance desjoints plastiques vissés.

Couple sur la tête de la vis:

Mh = F rf1 R

+f2 +

p= F r far cos(�) 2�r

équation dans laquelle:

F = force axiale dans la vis [N]

R = rayon de la surface de contact de la tête de la vis

r = rayon du pas de filetage, (figure 9.04B)

f1 = coefficient de frottement entre la tête de la vis et la pièce

f2 = coefficient de frottement entre les filets

p = pas du filetage, (figure 9.04B)

� = angle du filetage dans la direction radiale, (figure 9.04B)

Couple dans le filetage:

MT = F rf2 +

p= F r fbcos(�) 2�r

Contraintes dans la tige de la vis:

axiale: �ax = F/A

de cisaillement: � = r MT / Ip

équivalente: � = ��2ax + 3 �2 ≤ �y

égalités où:

A = � (ro2 – ri

2)

Ip =�

(ro4 – ri

4)2

ro = rayon extérieur du noyau de la vis (figure 9.04A)

ri = rayon intérieur de la vis creuse; (pleine: ri = 0)

�y = résistance à la traction à la limite élastique dansles conditions de la conception

Couple maximum sur la tête de la vis:

Mh, max = �y /� 1+ 3

rfb

r faA Ip fa

Contraintes de cisaillement dans les filetsLes charges sur les filets ne sont pas reparties d’une manièreuniforme le long de la vis étant donné les différences de rigi-dité axiales entre vis et écrou. Des études pour éléments finisont montré que dans le cas d’une vis plastique associée à unécrou métallique le premier filet aurait à supporter environ45% de la contrainte totale axiale. Pour éviter une rupture du filet, il faudra limiter la contrainte axiale à:

Fax ≤ 2 � r p �y

�3

(Cette équation repose sur l’hypothèse qu’un filet d’une lar-geur d’un demi pas supporte 50% de la contrainte axiale).

� �

� �� 2 2

� �

Emmanchements à forceL’emmanchement à force constitue un moyen d’assemblagesimple, rapide et économique. Utilisable avec des matériauxde nature identique ou dissemblable, il permet de supprimerles vis, les inserts métalliques, les colles, etc. Quand on l’em-ploie avec des matériaux de nature dissemblable, les diffé-rences entre les coefficients de dilatation thermique linéairepeuvent se traduire, sous l’influence des variations de tem-pérature, par des interférences limitées dues au retrait ou àl’expansion d’un matériau par rapport à l’autre, ou par descontraintes thermiques. Etant donné que les matières plasti-ques fluent ou relaxent leurs contraintes sous l’effet d’unecharge continue, on peut s’attendre, au moins dans une cer-taine mesure, au relâchement de l’ajustement. Des essaissous les températures prévues à ll’utilisation sont tout à faitindiqués.

Limites d’interférenceL’équation générale applicable aux cylindres à paroi épaisseest utilisée pour déterminer l’interférence admissible entreun arbre plein et un moyeu:

I =�dDs [ W+νh +

l–νs ] (15)W Eh Es

et

W =(Dh

2 + Ds2)

(16)(Dh

2 – Ds2)

Dans lesquelles:

I = interférence diamétrale, mm

�d = contrainte nominale, MPa

Dh = diamètre extérieur du moyeu, mm

Ds = diamètre de l’arbre, mm

Eh = module d’élasticité du moyeu, MPa

Es = module d’élasticité de l’arbre, MPa

νh = coefficient de Poisson du matériau du moyeu

νs = coefficient de Poisson du matériau de l’arbre

W = facteur de forme

Cas 1. Arbre et moyen sont en même polymère. Quand lemoyeu et l’arbre sont tous deux plastiques

Eh = Es; νh = νs. Ainsi l’équation (15) se simplifie en:

I =�dDs × W + 1 W Eh

Cas 2. Arbre métallique; moyeu en plastique. Quand l’arbreest en métal d'un module élevé, ou en tout autre matériaud'un module élevé, E étant supérieur à 50 × 103 MPa, le der-nier terme de l’équation (15) devient négligeable, et l’équa-tion se simplifie en:

I =�dDs × W + νh

W Eh

Les limites théoriques d’interférence pour le DELRIN®

et le ZYTEL® sont présentées aux figures 9.09 et 9.10.

Les emmanchements à force sont facilités par le refroidis-sement de la pièce intérieure ou le chauffage de la pièceextérieure, qui réduisent l’interférence au moment de l’assemblage.

4321,5

6

5

4d1

2·d

D

d

3

Arbre en acier

Arbre en DELRIN®

Rapport D/d

Moyeu en DELRIN® 500Limites maxima d’interférence

% d

u d

iam

ètre

de

l’in

sert

1 2 3 4 5

4

2

6

8

10

Arbre en ZYTEL®

Arbre en acier

Moyen enZYTEL® 101

Rapport D/d

Lim

ites

d’in

terf

éren

ce,

cm/c

m d

e d

iam

ètre

d’a

rbre

d

d1

Fig. 9.09 Limites maxima d’interférence

Fig. 9.10 Limites théoriques d’interférence pour l’emmanchement à forceChiffres basés sur la valeur du module d’élasticité à la limite élastique. Température ambiante,et conditions d’humidité moyennes.

81

On peut calculer le changement des diamètres résultant des modifications de température à l’aide des coefficients de dilatation thermique linéaires des matériaux.

Ainsi:

D–Do = � (T–To) Do

égalité dans laquelle:

D = diamètre à la température T, mm

Do = diamètre à la température initiale To, mm

� = coefficient de dilatation thermique linéaire (1/°K)

Influence du temps sur la force de l’assemblageComme nous l’avons déjà indiqué, un emmanchement à forceflue et/ou relaxe ses contraintes au cours du temps. Cet effetréduit la pression dans le joint et la puissance de maintien del’assemblage. L’ingénieur doit combattre cette conséquenceen moletant ou en rainurant les pièces. Le plastique tendalors à s’écouler dans les rainures et à maintenir la force du joint.

Les résultats d’essais effectués sur un arbre pressé dans unmanchon en DELRIN® sont présentés aux figures 9.11 à 9.13.Ces essais ont été réalisés à la température ambiante. Destempératures plus élevées auraient accéléré la relaxation descontraintes. La force d’arrachement varie avec l’état de sur-face de l’arbre.

Assemblage des emmanchements à forceLa force nécessaire pour accoupler deux pièces sous pressepeut s’exprimer approximativement par l’équation suivante:

F = � • f • P • Ds • L

et

P = �d

W

82

0 1 10 100 103 104 105

1000

4

3

2

1,5

0

2000

3000

20

Dd = 10

Time, h

Pul

l-out

For

ce, N

2% InterférenceRapport D/d = 1,5

234

Forc

e d

’arr

ach

emen

t, N

Temps, h

Fig. 9.11 Résistance de l’assemblage en fonction du temps pour une interférence de 2%
ou:
F = Force d’assemblage

f = Coefficient de frottement

P = Pression sur le joint

Ds = Diamètre de l’arbre

L = Longueur des surfaces de l’emmanchement

�d = Contrainte nominale

W = Facteur géométrique (Equation 16)

0 1

2

3

4

10 100 103 104 105

2000

3000

0

1000 1,5

Time, h

Pul

l-out

For

ce, N

1000

0

2000

3000

0 1 10

3

2

1,5

4

100 103 104 105

Time, h

Pul

l-out

For

ce, N

3% Interférence

Rapport D/d = 1,5

234

Interférence:

234

4%

Rapport D/d = 1,5

Forc

e d

’arr

ach

emen

t, N

Forc

e d

’arr

ach

emen

t, N

Temps, h

Temps, h

Fig. 9.12 Résistance de l’assemblage en fonction du temps pour une interférence de 3%

Fig. 9.13 Résistance de l’assemblage en fonction du temps pour une interférence de 4 et de 5%

Le coefficient de frottement dépend de nombreux facteurs et varie d’une application à l’autre. Les coefficients du tableau 7.01 sont utilisables pour les calculs d’approche.Lorsqu’une plus grande précision est requise, il est conseilléde procéder à des essais sur pièces prototypes.

Résistance à la torsionLa résistance à la torsion d’un joint à ajustement serré estdonné par l’équation:

T = F Ds (N .mm)2

Exemples

Des exemples d’ajustements serrés sont donnés dans les figures 9.14 et 9.15.

Cette poignée de chignole est assemblée par l’intermédiairede trois goujons pénétrant dans leur logement avec une interférence de 4%.

Les roulements à bille sont emboîtés à la presse dans la poulieà gorge.

A

A

3

5∅

Pre

ss-f

it 1

%4

2

Fig. 9.15 Roulement à billes

Fig. 9.14 Poignée de chignole

Emboîtages élastiques

IntroductionLes types d’emboîtages élastiques les plus courants sont lessuivants:

1. ceux constitués d’une contre-dépouille entièrement cylindrique et d’une lèvre d’accouplement (figure 9.16,tableau 9.03);

2. ceux comportant des languettes flexibles en porte à faux(figure 9.17);

3. ceux pourvus d’une contre dépouille sphérique (figure 9.18).

Les emboîtages élastiques sphériques peuvent être considé-rés comme un cas particulier des emboîtages cylindriques.

Tableau 9.03 Dimensions d’emboîtages élastiques cylindriques ZYTEL®

d D (max., mm) e (mm)mm DELRIN® ZYTEL® 101 DELRIN® ZYTEL® 1012 5 0,053 8 0,074 10 12 0,10–0,15 0,125 11 13 0,12–0,18 0,1610 17 20 0,25–0,35 0,3015 22 26 0,35–0,50 0,4520 28 32 0,50–0,70 0,6025 33 38 0,65–0,90 0,7530 39 44 0,80–1,05 0,9035 46 50 0,90–1,20 1,05

d

eAngle deguidage

Angle de rappel

d D

Angle de rappel

Angle deguidage

h

t

l

30 - 45°3/4 t

�h � 0,02· l 2

t

Fig. 9.17 Languette en porte à faux d’emboîtage élastique

83

Fig. 9.16 Exemple de fixation par emboîtage élastique

Les emboîtages élastiques cylindriques sont généralementles plus solides, mais ils exigent une plus grande force d’as-semblage que ceux à languettes. La contre-dépouille des em-boîtages élastiques cylindriques est éjectée (au moulage) pardégagement d’un noyau. Cette opération implique la défor-mation nécessaire à l’enlèvement du moule. Elle exige desmatériaux possédant de bonnes caractéristiques de repriseélastique. L’adoption de languettes peut, dans le cas de piècescomplexes, simplifier l’opération de moulage.

Emboîtages élastiques en contre-dépouilleLes emboîtages élastiques en contre-dépouille doivent, pourdonner des résultats satisfaisants, répondre à certaines exi-gences.

– Epaisseur de paroi uniformeIl est essentiel de maintenir constante l’épaisseur de paroitout le long de l’élément. Il ne doit pas y avoir de sourcede contraintes.

– Latitude de déplacement ou de déformationUn emboîtage élastique doit être disposé dans une zone oùla partie en contre-dépouille peut se dilater librement.

– FormeLa forme idéale de ce type d’emboîtage élastique est cir-culaire. Plus la forme s’écarte du cercle, plus la pièce seradifficile à éjecter et à assembler. Les emboîtages élastiquesde forme rectangulaire ne fonctionnent pas de façon satis-faisante.

– Seuils – lignes de soudureL’éjection d’une contre-dépouille hors du moule est facili-tée par la température de la résine qui, demeurant très éle-vée, réduit le module d’élasticité et accroît l’allongement.Ce n’est pas le cas lors de l’assemblage ultérieur des pièces.Il arrive souvent que l’élément en contre-dépouille se fissure au moment de l’encliquetage à cause des points de faible résistance de la ligne de soudure, de turbulencesdans le seuil ou de bulles. Si l’existence d’une ligne desoudure soulève un problème, et qu’elle ne puisse pas êtresupprimée en modifiant la conception de la pièce ou endéplaçant le seuil, on peut renforcer la section concernée à l’aide d’une nervure ou d’un bourrelet.

Force d’assemblageAu cours de l’assemblage, les éléments d’un emboîtage élas-tique traversent une situation de contrainte due à l’interfé-rence prévue lors de la conception. La valeur des contraintespeut être calculée selon la procédure déjà exposée dans lechapitre précédent sur les emmanchements à force. Des chif-fres de contrainte plus élevés et de plus faibles coefficientsde sécurité sont admissibles dans le cas des emboîtementsélastiques, compte tenu du caractère momentané de l’appli-cation des contraintes.

84

dF

e

c

D

Fig. 9.18 Emboîtage élastique sphérique

La force requise pour monter et démonter les éléments d’unemboîtage élastique dépend de la géométrie de la pièce et du coefficient de frottement. On peut diviser arbitrairementcette force entre deux éléments: la force exigée initialementpour dilater le moyeu et la force nécessaire pour vaincre lefrottement.

La force maximum de dilatation apparaît, alors que les faceschanfreinées glissent au delà l’une de l’autre, au point de dilatation maximum. Elle s’exprime approximativement parl’équation:

Fe =[tan (�) + f ] �d � DsLh

W

dans laquelle:

Fe = force de dilatation, N

f = coefficient de frottement (tableau 7.01)

� = angle des surfaces chanfreinées

�d = contrainte résultant de l’interférence, MPa

Ds = diamètre de l’arbre, mm

W = facteur géométrique (emmanchement à force, équation 16)

Lh = longueur du moyeu expansé, mm

Les formules de l’interférence diamétrale maximum «I», et du facteur géométrique «W» sont indiquées ci-dessous.Dans le cas des moyeux borgnes, la longueur dilatée Lh peutêtre estimée à environ deux fois le diamètre de l’arbre. Lecoefficient de Poisson se trouve dans les données relativesaux produits.

La force nécessaire pour surmonter le frottement peut s’esti-mer par l’équation suivante:

Ff = �f �dDsLs

W

dans laquelle:

Ls = longueur de la surface glissante de l’interférence

La plupart des assemblages, le frottement est généralementinférieur à la force nécessaire pour la dilatation du moyeu.La valeur de [γ + atan (f)] doit être inférieure à 90° pourque l’assemblage des pièces soit possible.

ExemplesLes dimensions et les interférences conseillées pour emboîterélastiquement un arbre d’acier dans un moyeu aveugle enZYTEL® sont données dans le tableau 9.03. La terminologieest illustrée sur la figure 9.16. Un angle de rappel chanfreinéà 45° donne satisfaction dans la plupart des applications. On peut obtenir un assemblage permanent avec un angle de rappel de 90°.

Dans ce cas, le trou du moyeu doit être ouvert à l’autre extrémité. On pratique couramment un chanfrein de guidagede 30° à l’extrémité de l’arbre afin de faciliter son introduc-tion dans le moyeu.

La poulie à courroie crantée de la figure 9.19 n’est pas sou-mise à un effort axial important. Un emboîtement élastique à fentes est par conséquent parfaitement approprié. Cette dis-position, qui permet de prévoir une gorge plus profonde etun épaulement du coussinet plus épais, présente un avantagecertain du fait que cet élément est soumis à l’usure.

Un autre exemple d’ajustement à la presse est représenté parla poignée de frein de la figure 9.20.

Emboîtages élastiques à languettesLa seconde catégorie d’emboîtages élastiques repose sur l’em-ploi de languettes montées en porte à faux ou «en console»,dont la force de retenue est essentiellement fonction de leurrigidité en flexion. Il s’agit en fait d’une application particu-lière du principe des ressorts, soumis à une forte contraintede flexion au cours du montage. Pour les assemblages depièces mobiles, ces languettes ne sont soumises à aucunecontrainte en cours d’utilisation. Mais elles peuvent être par-tiellement chargées pour assurer l’immobilisation parfaited’un assemblage étanche. Ces languettes comportent généra-lement à leur extrémité un élément en contre-dépouille à 90°qui est toujours moulé à l’aide de noyaux latéraux, ou en pré-voyant des fentes correspondantes dans les pièces. La roue àvis sans fin en deux parties de la figure 9.21 donne un exem-ple de deux pièces identiques, moulées successivement dansla même empreinte, assemblées par emboîtage élastique avecdes languettes qui bloquent les deux éléments en augmentantla rigidité de la roue.

Les deux pièces sont maintenues enplace par deux goujonsqui pénètrent dans deux trous convenablement positionnés.Ce principe se prête parfaitement au cas des récipients et descarters dont la forme n’est pas de révolution. Le boîtier dumicro-interrupteur de la figure 9.22, par exemple, ne pourraitpas comporter d’élément en contre-dépouille.

Fig. 9.19 Poulie à courroie crantée

Fig. 9.20 Poignée de frein

Un principe analogue s’applique à l’emboîtement élastiquedu roulement à billes de la figure 9.23. Le noyau central estdivisé en 6 secteurs. Sur chaque face il y a trois élémentsmoulés en contre-dépouille qui s’éjectent sans difficulté enformant de robustes épaulements qui supportent des pous-sées axiales importantes.

85

Fig. 9.23 Roulement à billes à emboîtage élastique

Fig. 9.21 Roue à vis sans fin à emboîtage élastique

Fig. 9.22 Boîtier de micro-interrupteur

Conception des languettes d’emboîtage élastiqueLes languettes de retenue doivent toujours être dimension-nées de telle sorte que les contraintes ne dépassent pas la limite admissible au cours de l’assemblage. On néglige sou-vent cette exigence quand on assemble des pièces en DELRIN®

sur des éléments en tôle métallique. Des longueurs de lan-guettes trop courtes peuvent se rompre (figure 9.24).

Ce défaut a été supprimé sur l’interrupteur de la figure 9.25,dans lequel les languettes flexibles ont été considérablementallongées pour réduire les contraintes de flexion.

Les languettes d’un emboîtage élastique doivent toujoursêtre dimensionnées de manière à assurer une répartition uni-forme des contraintes sur toute leur longueur. On y parvienten leur donnant une forme progressivement amincie versl’extrémité ou bien en les renforçant à la base par une ner-vure (figure 9.17). Il faut prendre soin d’éviter les anglesvifs et les autres sources de concentration de contraintes.

Fig. 9.24 Languettes d’emboîtage élastique sous-dimensionnées

Fig. 9.25 Modèle de languettes d‘emboîtage élastiqueconvenablement dimensionnées

86

On utilise les équations de poutre suivantes pour contrôler la valeur des contraintes dans les languettes flexibles:

Fléchissement: h = Fl 3[mm]

3 EI

Force: F = 3 EI h [N]l 3

Force d’assemblage Fa = F (f + tan �) [N](par languette):

Contrainte: σ = CFl

y [MPa] (élastique)I

Déformation: ε = 100 � [%]E

dans lesquelles:

F = pour déformer l’emboîtement avec une interférence h[N]

l = longueur effective de l’encliquetage [mm]

E = module d’élasticité [MPa]

I = moment d’inertie de la section droite moyenne1),Tableau 4.01 [mm4]

f = coefficient de frottement

γ = angle au sommet [� + atan (f)] <90

y = distance de l’axe neutre au côté sous tension,Tableau 4.01 [mm]; rectangle: y = 0,5 × épaisseur

C = coefficient de concentration de contrainte

C = 1 pour les emboîtements élastiques à congé

C = 2 pour les angles médiocrement arrondis au niveaude la section droite critique

L’intensité des contraintes admissibles dépend du matériau etde la fréquence de démontage et de remontage des pièces.

Le tableau 9.04 indique des valeurs conseillées de contraintesadmissibles.

Tableau 9.04 Allongements admissibles conseillées (%) pour les emboîtages élastiques à languettes.

Allongements admissibleUtilisé une fois Utilisé

Matériau (matériau vierge) fréquemmentDELRIN® 100 8 2–4DELRIN® 500 6 2–3ZYTEL® 101, sec 4 2ZYTEL® 101, 50% HR 6 3ZYTEL® GR, sec 0,8–1,2 0,5–0,7ZYTEL® GR, 50% HR 1,5–2,0 1,0RYNITE® PET renforcé 1 0,5CRASTIN® PBT renforcé 1,2 0,6HYTREL® 20 10

1) Si la languette est progressivement amincie vers son extrémité, la précision de la formule de poutre diminue. Dans ce cas, il est conseillé d’avoir recours à un modèle plus complexe (par ex.Analyse par éléments finis).

Exemples

Pour certaines applications, l’élément à emboîter peut êtremuni de fentes comme l’indique la figure 9.26. Ce systèmepermet de prévoir des contre-dépouilles beaucoup plus pro-fondes, mais généralement aux dépends de la force de main-tien. Cette solution est tout à fait indiquée pour les piècesexigeant des montages et des démontages fréquents. Elle estemployée par exemple pour l’assemblage du corps du ther-mostat sur la vanne d’un radiateur (figure 9.27). Le corps estfretté par une bague métallique qui assure une fixation par-faitement sûre.

Les vannes à diaphragme et à commande pneumatique ouhydraulique, et les composants creux sous pression exigentparfois des emboîtages élastiques présentant une force de retenue plus élevée. La solution consiste à prévoir des élé-ments de blocage à cliquets en contre-dépouille comme celuireprésenté sur la figure 9.28. On dispose un certain nombrede languettes (habituellement 6 ou 8) munies d’un épaule-ment en contre dépouille à 900°, dont l’éjection s’effectuepar les fentes correspondantes.

Les parties placées entre les languettes ne comportent pas decontre-dépouille. Ce système garantit un emboîtage élastiquetrès résistant, la seule limitation étant l’allongement et la force requis pour l’assemblage. Il est également possible de préchauffer la pièce extérieure avant le montage afin deréduire sa rigidité et de faciliter l’assemblage.

Fig. 9.26 Emboîtage élastique à fentes

Fig. 9.27 Emboîtage élastique d’un corps de thermostat

Assemblage moyeu-arbreCette méthode d’assemblage est généralement utilisée pourles pièces transférant un couple d’un axe à l’autre par des engrenages, ou transmettant un mouvement mécanique parune came, une turbine de pompe, un ventilateur, etc.

Le raccordement se fait généralement au moyen d’une cla-vette, de vis ou par le dessin particulier de la section d’un arbre.

Dans le cas des plastiques, les congés sont très importants etla conception de tels joints en moyeu doit être très soigneuse.Beaucoup d’erreurs ont été faites sur ce point. Afin d’en évi-ter la répétition, et pour éviter de trop longues explications,nous conseillons de regarder quelques exemples pratiques de conceptions réussies.

Exemples pratiques, voir figures 9.29 à 9.35.

87

Fig. 9.29 Turbine de ventilateur

Fig. 9.30 Pignon à chaînes

Fig. 9.28 Emboîtage élastique d’une vanne à diaphragme

88

Fig. 9.31 Engrenage

Fig. 9.32 Poulie à gorge pour courroies trapézoïdales

Fig. 9.33 Pompe centrifuge

Fig. 9.35 Schéma proposé pour un joint en moyeu

Fig. 9.34 Turbine radiale

Fig. 9.36 Pompe de machine à laver

Fig. 9.37 Pompes

Fig. 9.38 Moteur pour vitrine d’exposition

89

tégorie IIge

Soudage par rotationIntroductionLe soudage par rotation est la méthode idéale pour réaliserdes joints solides et étanches entre les pièces thermoplastiquesayant une symétrie en rotation. Les ingénieurs d’étudesconfrontés au choix entre le procédé de soudage par ultrasonset celui par rotation préfèreront sans hésiter le second en rai-son des avantages qu’il présente:

1. L’investissement nécessaire à une production donnée estplus faible pour le soudage par rotation comparé à celuipar ultrasons. L’équipement nécessaire, construit à partird’éléments issus des machines classiques, venant totale-ment ou partiellement de l’atelier de l’utilisateur, n’offreaucune difficulté particulière.

2. Le procédé est basé sur des principes physiques universel-lement connus et maîtrisés. Une fois choisis correctementles outils et les conditions en soudage, les résultats peuventêtre optimisés simplement en modifiant un seul facteur, lavitesse.

3. Les variations de tension électrique, les tolérances dans lecas de pièces injectées, ou d’autres influences extérieuresont beaucoup moins d’effet sur la qualité et la solidité dessoudures.

4. Le coût du matériel de contrôle électrique est modéré,même dans le cas d’un soudage entièrement automatique.

5. La conception des pièces offre une latitude beaucoup plusgrande, les arêtes saillantes, le risque de rupture de goujonsou de nervures ne sont pas source de problèmes. Les élé-ments métalliques intégrés dans la conception de la piècene provoquent aucune perte ni dommage des éléments mécaniques pré-assemblés. Il n’est pas essentiel non plusque la répartition des masses dans les pièces soit symétri-ques ou uniforme, comme c’est le cas avec le soudage parultrasons.

Au cas où le positionnement relatif des deux composants poseproblème, on doit alors adopter le procédé de soudage par ultrasons ou par vibration.

Mais, en pratique, les cas sont nombreux où ce changementn’est indispensable qu’en raison de la mauvaise conceptiondes composants. Dans toute la mesure du possible les piècesdoivent être conçues de telle sorte que le positionnement relatif des deux composants n’est plus nécessaire.

Principes de baseDans le soudage par rotation, la chaleur est produite commel’indique le nom du procédé par un mouvement de rotation,associé simultanément à la pression.

Cette technique n’est par conséquent adaptée qu’aux pièces de géométrie circulaire. Il est donc indifférent que l’une oul’autre des deux moitiés soit fixe ou en rotation. Si les deux

10 – Techniques d’assemblage – CaSoudage, assemblage par colla

composants sont de longueur différente, il est préférable defaire tourner le plus court afin de réduire le plus possible lamasse en rotation.

Lors du choix des méthodes et de l’équipement décrits endétail ci-après, les facteurs décisifs sont la géométrie descomposants, le rendement attendu, et le montant de l’inves-tissement possible. Compte tenu du nombre relativement petit de composants mécaniques nécessaires, l’équipementpeut quelquefois être construit par l’utilisateur lui-même.Dans ce cadre, on relève souvent des défauts sérieux dans leprocessus de soudage, dont quelques exemples seront décritsplus loin.

Méthodes pratiquesLes méthodes les plus couramment employées peuvent approximativement être classées en deux groupes, commeindiqué ci-dessous:

Soudage par outil à pivotPendant le soudage, le dispositif portant la pièce rotatives’engrène sur l’axe d’entraînement. Dans le même temps, les deux pièces sont pressées l’une contre l’autre. A la fin du cycle de soudage, le montage rotatif est débrayé de l’axe,mais la pression est maintenue un court instant, en fonctiondu type de plastique.

Soudage par outil à inertieL’énergie nécessaire au soudage est stockée tout d’aborddans un volant qui est accéléré jusqu’à la vitesse requise. Cevolant porte également le montage et l’une des pièces plasti-ques. Les deux pièces sont ensuite appuyées l’une contrel’autre sous haute pression, jusqu’au moment où l’énergie cinétique du volant étant convertie en chaleur par le frotte-ment, le mouvement s’arrête. Cette méthode s’est révelée enpratique comme la mieux adaptée. Elle sera donc décrite iciplus en détail.

Soudage par outil à pivotSoudage par outil à pivot monté sur un tourC’est certainement la plus simple des méthodes, mais aussi laplus encombrante de ce groupe. Le soudage par outil à pivotpeut s’effectuer sur un tour quelconque de taille appropriée. Lafigure 10.01 illustre le montage correspondant.

Une des pièces à souder, «a», est serrée par «b», qui peut êtreun mandrin ordinaire, un mandrin à blocage automatique ou tout autre dispositif approprié dans la mesure où il serrefermement la pièce, le centre et l’entraîne.

Le contre-point «c» doit, sous l’action d’un ressort, être capable d’appliquer la pression nécessaire, et de reculer de 5 à 10 mm. Le chariot transversal «d» doit aussi, dans la me-sure du possible, être pourvu d’un levier. La pièce «a1» doitêtre prévue avec une sorte de nervure ou d’arête saillante, etc.de telle sorte que la butée «e» puisse l’empêcher de tourner.

91

L’opération effective de soudage procède de la façon suivante:

a. La pièce est fixée dans le mandrin, puis la partie corres-pondante à souder «a1» est positionnée et maintenue souspression par le contre-point sous l’effet du ressort.

b. Le chariot transversal «d» se déplace vers l’avant, de tellesorte que la butée «e» vienne se placer sous l’une des ner-vures saillantes de «a1».

c. L’axe est enclenché, ou le moteur mis en route.

d. A la fin de la période de soudage, le chariot transversal revient de nouveau en arrière pour dégager la pièce «a1»,qui commence immédiatement à tourner.

e. Le moteur est débranché (ou l’axe désenclenché).

f. La pression doit être maintenue par le contre-point, armé duressort, pendant une courte période, dont la durée dépenddes caractéristiques de solidification du plastique concerné,avant que les pièces puissent être enlevées.

La séquence précédente est souvent simplifiée en ne procé-dant pas à l’enlèvement de la butée «e» à la fin du cycle desoudage, mais seulement en débrayant ou en débranchant.Toutefois les masses en mouvement dans la machine étantgénéralement assez considérables, elles ne décélèrent pas as-sez vite, et l’interface de soudage est soumise à des contrain-tes de cisaillement au cours de la solidification, situation quise traduit souvent par des soudures fragiles ou susceptiblesde fuites.

En général, le délai pour que la vitesse relative des deux piè-ces s’annule est d’autant plus court que le domaine de tem-pérature de fusion du plastique est étroit. En d’autres termesla partie fixe doit être rapidement accélérée, ou bien la partieaccélérée doit être rapidement stoppée.

L’emploi d’un tour pour le soudage par rotation n’est pas ré-ellement une méthode de production, mais il peut être adoptéde temps en temps pour les prototypes ou les productions deprésérie. C’est cependant un excellent procédé pour le sou-dage de capuchons et de manchons filetés à l’extrémité detubes longs. Dans ce cas, la poupée mobile est remplacée parun montage actionné par un ressort qui saisit le tube et exercesimultanément une pression sur lui. Il est alors nécessaired’équiper le tour d’un embrayage et d’un frein à action rapide, car un tube ne peut pas être facilement dégagé et misen rotation.

92

ab a1 c

de

Fig. 10.01 Soudage par outil à pivot monté sur un tour

Soudage par outil à pivot monté sur une perceuseLes composants de diamètre inférieur ou égal à 60 mm peu-vent très facilement être soudés sur des perceuses d’établimunies d’un outil à usage spécialisé. C’est la méthode lamieux adaptée aux productions de préserie, aux prototypesusinés à la main ou aux travaux de réparation. La procédurepeut être entièrement automatisée, mais elle n’est pas suffi-samment économique pour être valable. Une certaine prati-que est indispensable pour obtenir des soudures uniformes,car le facteur humain influence le temps de soudage et lespressions.

L’outil présenté sur la figure 10.02 est pourvu d’une cou-ronne dentée dont le diamètre correspond à celui de la pièceplastique. Avec un jeu de trois ou quatre de ces couronnes, ilest possible de souder les pièces dont le diamètre est comprisentre 12 et 60 mm environ.

La poussée sur l’outil peut être réglée à l’aide d’un boutonmoleté «b», pour s’ajuster à la surface du joint. L’étanchéitéet la solidité de la soudure dépendent de la pression, et la valeur correcte de celle-ci doit être déterminée par l’expéri-mentation.

Pour effectuer la soudure, l’axe de la perceuse est abaissélentement jusqu’à ce que la couronne dentée soit à quelquesmillimètres au-dessus de la pièce plastique (figure 10.03a).

Le contact doit être établi avec vivacité afin d’empêcher lesdents de rayer le matériau, et pour permettre à la pièce de semettre immédiatement en rotation.

Sous la forme présentée dans la figure 10.03b, la poussée doitêtre maintenue aussi constante que possible jusqu’à l’appari-tion d’une bavure uniforme. La couronne dentée doit alorsêtre relevée très rapidement (figure 10.03c) jusqu’à ce que lesdents se dégagent, mais avec la pointe toujours pressée contrela pièce jusqu’à ce que le plastique soit suffisamment durci.

Fig. 10.02 Soudage par outil à pivot monté sur une perceuse

b

a

Le rôle de la pointe est donc simplement d’appliquer unepression convenable. Pendant toute la durée de l’opération,les pièces plastiques doivent comporter un évidement decentrage pour guider l’outil et obtenir une rotation uniformeexempte de vibrations.

Une certaine quantité de chaleur, qui dépend du plastiquemis en œuvre, est nécessaire à une bonne soudure. C’est leproduit de la pression, de la vitesse et de la durée du cycle.Ce produit ne doit pas être inférieur, au même instant, à unecertaine valeur minimale, sinon les faces en contact ne ferontque s’user sans atteindre le point de fusion. Le coefficient defrottement est également important. Tous ces facteurs varientnettement d’un plastique à l’autre, et doivent être déterminéspour chaque cas. (Pour ce qui concerne la forme et la dispo-sition des dents d’entraînement, voir chapitre 7.)

En première approximation, la vitesse périphérique de sou-dage pour le DELRIN® et le ZYTEL® doit être choisie entre 3 et 5 m/s. La poussée doit alors être ajustée jusqu’à ce quele résultat souhaité soit obtenu en un temps de soudage de 2 à 3 secondes.

Un profil de soudure correct est naturellement essentiel pourobtenir de bons résultats, voir chapitre 8.

Soudage par outil à pivot sur machine conçue spécialement

Pour mettre en œuvre la méthode que nous venons de décrire,l’automatisation complète implique un certain investissementen matériel, aussi est-elle rarement employée aujourd’hui enproduction de grande série. Mais des machines spécialisées,basées sur une adaptation de cette méthode, ont été construi-tes et fonctionnent beaucoup plus facilement (figure 10.04).

Fig. 10.03 Positions de l’axe de la perceuse

a

b

c

La machine dispose d’un embrayage électromagnétique «a»,qui facilite grandement l’enclenchement et le désenclenche-ment de l’axe travaillant «b», lequel tourne dans un tube «c»qui porte également le piston pneumatique «d». La tête «e»peut être pourvue d’une couronne dentée ou de l’un des mon-tages décrits plus loin, en fonction du composant plastique à souder.

La procédure de soudage est la suivante:

– Les deux pièces sont insérées dans le support inférieur «f».

– Le piston (actionné par air comprimé) et l’axe travaillantsont abaissés.

– L’embrayage s’engage entraînant la pièce plastique supé-rieure en rotation.

– Après un certain temps (contrôlé par une minuterie) l’em-brayage se désengage, mais la pression continue à s’appli-quer pendant une nouvelle période (qui dépend du type de plastique).

– L’axe est relevé et l’article soudé est éjecté (ou la tabletournante placée dans la position suivante).

On peut, lorsque c’est possible, utiliser une couronne dentéepour saisir la pièce (figure 10.16). Alternativement, les par-ties saillantes de la pièce telles que nervures, tiges, etc. peu-vent être employées pour l’entraînement, car l’axe n’est pasenclenché avant que la pièce n’ait été saisie.

93

Fig. 10.04 Soudage par outil à pivot sur machines spéciales

b

a

c

d

e

f

La figure 10.05 donne un exemple de pièce, comportant qua-tre nervures, saisie par des griffes. Les pièces à parois min-ces exigent un bourrelet pour assurer une pression uniformesur toute la circonférence de la soudure. En fait, les griffesn’appliquent aucune pression, mais transmettent seulementle couple de soudage.

Il est quelquefois impossible d’employer cette méthode. Lafermeture d’extrémité portant un tube coudé, représentée surla figure 10.06, doit par exemple être mise en place à la mainavant que l’axe ne soit abaissé. Ce processus ne peut naturel-lement pas être automatisé.

Une autre possibilité consiste à rendre l’axe stationnaire,comme indiqué sur la figure 10.07 et à placer le montage inférieur sur un cylindre pneumatique.

94

a

Fig. 10.05 Axe de perceuse avec griffes

Fig. 10.06 Axe de perceuse spéciale

Cette disposition simplifie la configuration mécanique, maisil devient impossible de mettre en place une table tournanteet, par conséquent, à automatiser le procédé.

Un des inconvénients des méthodes qui viennent d’être décrites, par rapport aux machines à inertie, est la nécessitéde disposer de moteurs plus puissants, particulièrement pourles diamètres et les surfaces de joint importants.

Soudage par inertieLa méthode de soudage par outil à inertie est, de loin, la plussimple et la plus répandue des techniques par rotation. Ellerequiert le minimum d’équipement mécanique et électrique,tout en produisant des soudures fiables et uniformes.

Le principe de base consiste à mettre une masse en rotation à une vitesse convenable, puis à la libérer. L’arbre est ensuiteabaissé afin de presser les pièces l’une contre l’autre, et toutel’énergie cinétique contenue dans la masse est convertie enchaleur par le frottement à l’interface de la soudure.

L’application pratique la plus simple de cette méthode impli-que des outils spécialement usinés, mis en place sur des per-ceuses d’établi ordinaires. La figure 10.08 en montre unedisposition caractéristique. La masse «a» peut tourner libre-ment sur l’arbre «b», qui l’entraîne seulement par l’intermé-diaire du frottement des roulements à billes et du remplissa-ge de graisse. Dès que la vitesse de la masse atteint celle del’arbre, ce dernier est poussé vers le bas et la couronne den-tée «c» agrippe la partie supérieure de la pièce plastique «d»et l’entraîne également en rotation. La pression élevée surl’interface de la soudure agit sur la masse comme un frein, et porte rapidement la température du plastique à son pointde fusion.

Fig. 10.07 Soudage par outil à pivot avec axe stationnaire

Répétons que la pression ne doit être appliquée que pendantune courte période, en fonction du type de plastique concerné.

L’outil représenté sur la figure 10.08 n’a pas d’accouplementmécanique, aussi une certaine période de temps (qui dépenddu moment d’inertie et de la vitesse de l’arbre) doit s’écouleravant que la masse n’atteigne la vitesse nécessaire pour l’opé-ration de soudage qui va suivre. Avec des outils de grandedimension ou une machine automatique ceci peut être troplong. De plus, il y a risque en particulier si l’on opère ma-nuellement que le cycle de soudage suivant commence avantque la masse n’ait atteint sa propre vitesse, situation quiconduirait à une qualité de soudure médiocre. L’outil repré-senté sur la figure 10.08 ne doit par conséquent être employéque pour les pièces au-dessous d’une certaine dimension(60-80 mm de diamètre).

Les composants de petite taille pouvant aussi être soudés àl’aide d’un outil à volant, on construit parfois de très petitsinstruments (30-50 mm de diamètre) qui s’emboîtent directe-ment dans le mandrin de la perceuse. La figure 10.09 illustreun tel montage, destiné au soudage de fiches. Des vitessesélevées, de 8000 à 10 000 tours/minute, étant nécessaires, enoutil à pivot tel que celui de la figure 10.02 est quelquefoispréférable.

Pour les outils dont le diamètre est supérieur à 60-80 mm, oulorsqu’un cycle rapide est indispensable, un couplage méca-nique semblable à celui de la figure 10.10 est meilleur. Dansce cas, la masse «a» peut se déplacer de haut en bas sur l’ar-bre «b». A vide, la force du ressort «c» pousse la masse versle bas de telle sorte qu’elle s’enclenche avec l’arbre par l’in-termédiaire du raccord conique «d». Un bref instant est alorssuffisant pour que la masse atteigne sa vitesse de travail.

Fig. 10.08 Soudage par outil à inertie utilisant une presse d’établiordinaire

b

a

c

d

95

Fig. 10.09 Soudage par outil à inertie pour petits composants

Fig. 10.10 Soudage par outil à inertie, accouplement mécanique

b

d

a

c

Dès que l’arbre est abaissé et que la couronne dentée agrippele plastique, la masse se déplace vers le haut et se désenclen-che (figure 10.10a). Mais, la pression de l’arbre n’étant pasentièrement transmise avant que le raccord conique n’ait atteint la fin de sa course, il y a un retard dans la préhensionde la pièce, avec pour résultat le risque que la denture neraye le plastique, en particulier lorsque l’arbre ne descendpas assez vite.

Un embrayage plat avec garniture (comme indiqué dans lafigure 10.13) peut naturellement être utilisé à la place d’unembrayage conique rectifié trempé.

Les règles suivantes doivent être observées lors de l’utilisa-tion d’une perceuse à outil inertiel:

1. L’arbre doit être descendu très vivement. Les vérins hydro-pneumatiques habituels ajustés sur des perceuses sont troplents.

2. La pression doit être suffisamment forte pour arrêter com-plètement l’outil après 1 ou 2 tours. Ceci est particulière-ment important avec les plastiques cristallins présentantun point de fusion très net (voir conditions générales desoudage).

3. Les outils à inertie doivent être parfaitement ronds et tour-ner sans aucune vibration. S’ils sont pourvus d’un côneMorse, celui-ci doit être assujetti de façon à éviter tout risque de desserrement. Il est préférable d’employer uncône Morse comportant un filetage interne dans le boulond’ancrage (arbre creux). Des accidents mortels peuvent résulter de l’échappement d’un volant desserré, ou d’unerupture d’arbre.

4. Le déplacement de l’arbre vers le bas doit être limité parune butée mécanique, de sorte que les deux montages nepuissent jamais venir en contact lorsqu’ils ne portent pasde pièces plastiques.

Des soudures solides et uniformes peuvent être obtenues parla commande manuelle de ces perceuses, mais l’emploi del’air comprimé est vivement recommandé, même pour lesséries de production limitées. Une telle conversion se faitfacilement en ajoutant une crémaillère, comme l’indique lafigure 10.11.

96

Fig. 10.11 Soudage par inertie, conversion avec crémaillère

De plus, il est conseillé de disposer d’une machine équipéed’une commande à vitesse variable, de façon à obtenir debons résultats sans qu’il soit nécessaire de modifier la masse.Lorsque la perceuse est déjà disponible, il est simplementutile de la convertir. Si l’on ne dispose pas d’une perceuse, il est préférable d’acquérir une machine spécialement conçuepour le soudage par rotation.

Machines de soudage par inertieLe principe des machines de soudage par inertie est si simplequ’il est possible d’en construire une avec très peu d’inves-tissement.

Si la machine est destinée principalement à souder une pairedéterminée de composants, il n’est généralement pas néces-saire de disposer de moyens permettant de faire varier la vitesse. Quand ceux-ci s’avèrent nécessaires, il est possiblede procéder à un changement de poulie.

La machine présentée sur la figure 10.12 est, à l’exceptionde la tête de soudage, entièrement construite à partir de piè-ces disponibles dans le commerce. Elle est essentiellementcomposée d’un vérin pneumatique «a», qui supporte la tigede piston aux deux extrémités ainsi que la vanne de com-mande «b». L’extrémité inférieure de la tige de piston sou-tient la tête de soudage «c» (voir figure 10.13), entraînéepar le moteur «d» par l’intermédiaire de la courroie plate«e». La machine comporte également un groupe compres-seur d’air «f» avec une vanne détendeuse, un filtre et unéquipement de lubrification.

a

b

c

d

e

f

Fig. 10.12 Machine de soudage par inertie

La tête de soudage présentée sur la figure 10.13 (conçue parDuPont de Nemours) est constituée d’une poulie «a», tour-nant en permanence, portant la garniture d’accouplement «b».Sur le dessin, la tige de piston est au sommet de sa course etle mouvement de rotation est transmis par l’intermédiaire del’accouplement vers le volant «c».

Lorsque l’arbre descend, l’accouplement débrayé et la cou-ronne dentée agrippe le haut du flotteur, présenté en exemple.

Quand il est impossible de saisir la pièce à l’aide d’une cou-ronne dentée, et que celle-ci doit être mise en place manuel-lement dans le montage supérieur (comme dans l’exemple dela figure 10.06), un contrôle supplémentaire est nécessaire.Le piston doit s’arrêter sur le haut de la course, juste avantque l’accouplement n’embraye, afin de permettre l’insertiondes pièces. On peut par exemple se munir de vérins pneu-matiques, montés sur un tel dispositif. Une impulsion passedirectement du piston en déplacement sur un commutateur à lames situé à l’extérieur.

Afin que les pièces puissent être enlevées commodément, lalongueur de la course du piston doit généralement être envi-ron 1,2 fois celle, hors tout, de la pièce soudée. Les pièceslongues exigent des longueurs de course de piston considéra-bles, impraticables et coûteuses. La figure 10.14 montre unexemple caractéristique – un extincteur – qui nécessiteraitnormalement une course de piston égale à 1,2 fois sa proprelongueur. Il existe cependant diverses façons de contournerce problème:

1. Le support inférieur «a» peut être muni d’un dispositif deserrage et de centrage permettant de l’enlever facilement à la main et de le sortir par le côté.

Fig. 10.13 Tête de machine de soudage par inertie

a

b

c

d

2. On peut mettre en place deux supports, «a» et «b», quipeuvent pivoter sur 180° autour de l’arbre X–X au moyend’une table tournante «c». L’article achevé est enlevé etremplacé pendant que le suivant est en cours de soudage.Ce mode opératoire diminue la durée totale du cycle.

3. Si l’importance de la série le justifie, on peut naturellementemployer une table tournante. Elle aura, par exemple, troispositions: soudage, enlèvement et introduction.

Les moyens précédents permettent de raccourcir considéra-blement la course du piston, et d’éviter ainsi les risques d’accidents mortels que crée une masse en rotation sur unetige de piston par trop saillante.

La pression de soudage étant relativement élevée, la garnitured’embrayage et les roulements de la poulie sont soumis inutilement à une forte charge en position haute. Il est parconséquent conseillé d’opérer sous deux pressions différen-tes, bien que cette procédure implique une commande pneu-matique plus compliquée. On peut, alternativement, mettreen place un ressort spiral au-dessus du piston, pour reprendreune partie de la pression au sommet de sa course.

Dans tous les cas, la vitesse du piston doit être réduite brus-quement juste avant que le contact ne s’établisse, afin de réduire l’accélération initiale du volant et de protéger la gar-niture d’embrayage.

Sur les machines équipées d’une table tournante, les piècessont éjectées après avoir été enlevées sous l’arbre. Dans de tels cas, la course du piston peut être beaucoup pluscourte, comme par exemple avec le flotteur représenté sur lafigure 10.13.

97

Fig. 10.14 Soudage par inertie, pièces de forme longue

L1

a

c

L

b

X

X

Il est également possible d’exercer une pression au moyendu dispositif à diaphragme de la figure 10.15. Le diaphragmede caoutchouc est mis sous pression par l’air comprimé situéau-dessus de lui, et par un ressort spiral au-dessous. Le res-sort doit être suffisamment puissant pour élever le volant etappliquer une force suffisante permettant d’engager l’em-brayage. Dans un équipement de production, il est préférablede guider l’arbre au moyen de roulements à billes axiaux.L’avantage de ce dispositif placé sur un cylindre ordinaireest qu’il crée moins de pertes par frottement et permet unedurée de service plus prolongée.

Toutefois, les pressions sur le diaphragme sont limitées, detelle sorte que de plus grands diamètres sont nécessaires pouratteindre les pressions de soudage prédéterminées. (La tête de soudage, le volant et la poulie à courroie sont identiques à ceux présentés dans la figure 10.13).

Le mécanisme à diaphragme en caoutchouc convient à unecourse de piston allant jusqu’à 10-15 mm, et à des pressionsde 3 à 4 bars.

Comme nous l’avons déjà mentionné, la vitesse de fonction-nement peut donc être modifiée en changeant la poulie dumoteur, un moteur à vitesse variable n’étant pas essentiel.Au cours d’une campagne de production, se présentent tou-jours des cas pour lesquels une certaine possibilité de régla-ge limité de la vitesse serait souhaitable.

L’énergie cinétique du volant est fonction du carré de la vitesse de rotation, aussi est-il important de maintenir celle-ci aussi constante que possible.

Ceci n’est pas toujours facile, car une forte puissance du mo-teur n’est nécessaire que pendant l’accélération de la masse.Une fois atteinte la vitesse de fonctionnement, seule l’énergiedu frottement est à délivrer, qui n’exige qu’une très faiblepuissance. Le moteur tourne alors pratiquement à vide, et peutentrer dans un régime instable (par ex. les moteurs à collec-teurs montés en série).

98

Fig. 10.15 Tête de soudage avec diaphragme

Exemples d’entraînements convenant à ce type de machinesde soudage par rotation:

– Moteurs à répulsion, basés sur le principe des balais régla-bles. Les moteurs monophasés de 0,5 kW fonctionnant àenviron 4000 t/m sont généralement suffisants. Un inconvé-nient de ce type de moteur est la difficulté d’un bon contrôlede la vitesse.

– Moteurs à cage d’écureuil mono ou triphasés contrôlés parthyristor. L’unité de contrôle doit pouvoir régler la vitesseindépendemment de la charge, ce qui n’est pas toujours lecas.

– Moteurs shuntés à courant continu avec réglage du voltagede l’induit. Ces dispositifs conviennent très bien. Le prixde l’unité de contrôle est très modeste, de sorte que le coûtglobal demeure raisonnable. La vitesse peut être maintenuesuffisamment constante sans utiliser de générateur tachy-métrique, et la plage de contrôle est plus que suffisante.

Les machines de soudage expérimentales, ou de production,employées pour les différents diamètres de pièce doivent êtreentraînées par l’un de ces types de moteurs.

Pour les machines utilisées seulement pour la jonction d’unmodèle particulier de composant, un système d’entraînementà vitesse variable n’est absolument pas essentiel, mais natu-rellement très utile. Si la machine est entraînée par un sys-tème à vitesse fixe, il est préférable de mettre en route l’opé-ration à une vitesse relativement supérieure à celle strictementnécessaire. Cette méthode permet d’accumuler un peu d’éner-gie supplémentaire. Ainsi des soudures encore correctespourront être réalisées même si l’ajustement des joints estmédiocre par suite de tolérances de moulage trop larges.Dans ce cas, on fond naturellement plus de matériau que celui strictement nécessaire.

Des moteurs ou des turbines à air comprimé sont parfois uti-lisés pour entraîner ce type de machines mais ils sont plusonéreux, en investissement initial et en coût de fonctionne-ment, que les moteurs électriques, et ils ne présentent aucunavantage.

Gabarits de montage (dispositifs de fixation)Ceux-ci se subdivisent en deux catégories selon que:

– les pièces sont saisies par un montage déjà en rotationlorsque l’arbre descend, ou

– les pièces doivent être placées dans le montage alors quel’arbre est stationnaire.

Dans le premier cas, le temps de cycle étant court, cette solution est, lorsque c’est possible, adoptée de préférence.Conviennent les types de montages suivants:

– Une couronne dentée comme celle de la figure 10.16agrippe la pièce plastique pendant la descente de l’arbre,et entraîne sa rotation solidairement avec lui. Si les dentssont convenablement dessinées, et si le piston se déplacesuffisamment vite, les inévitables traces des dents sontpeu apparentes. Les arêtes de coupe des dents doivent êtreréellement vives. En général les dents ne sont pas meulées,mais la couronne doit être trempée, en particulier sur lesmachines de production.

– Les dimensions données dans la figure 10.17 ont un carac-tère indicatif. En pratique elles sont ajustées selon le dia-mètre de la pièce. Pour celles dont la paroi est très mince,il est préférable de réduire la distance entre les dents pourassurer une pression suffisante sur le joint.

– Dans le cas de montages plus grands ou plus complexes, ilest préférable de concevoir la couronne dentée en tant quepièce séparée, pouvant éventuellement être changée si né-cessaire.

– La figure 10.18 représente, en coupe, deux types courantsde soudure, avec les couronnes dentées et les montagescorrespondants.

– Si les joints n’ont pas de bourrelet saillant, le support infé-rieur «a» doit s’ajuster étroitement de façon à empêcher lapièce de gonfler (en particulier si ses parois sont fines). Lehaut de la pièce plastique, «b», doit si possible présenterun bourrelet arrondi afin de faciliter la préhension des dents«c». Dans le cas de machines à inertie, un anneau extérieur«d» est souvent nécessaire pour centrer la pièce avec pré-cision. Ceci est particulièrement vrai si le jeu est trop grandentre le fond de la pièce plastique et son support, ou si lesguides de la tige de piston sont usés.

30°

1-2

~ 4-8 ~ 3-6

b

d

a

c

s

1-2 mm

Fig. 10.16 Couronne dentée d’un gabarit

Fig. 10.17 Dimensions de dents proposées

Fig. 10.18 Types de coupes de soudures

– La moitié inférieure de la pièce plastique peut être mise enplace avec une couronne dentée identique (voir aussi figu-res 10.13 et 10.20) pour empêcher sa rotation. La partielatérale du venturi présenté sur la figure 10.19, en permetla retenue. Cette disposition rend à l’évidence très difficile,sinon impossible, l’insertion automatique. La longueur dela partie inférieure de la pièce est de 200 mm, dimensionqui en rendrait l’automatisation trop compliquée. Ceci estun bon exemple de ce qui a été dit auparavant à propos dela longueur minimale de la course du piston. La longueurtotale de la pièce soudée étant d’environ 300 mm, la cour-se du piston devrait être d’environ 350 mm. Une machinede ce type serait peu pratique et coûteuse. Le volant sur lalongue tige du piston serait très dangereux. Ce problèmepeut être évité par l’emploi d’une table tournante, maiscette solution ne serait pas pratique pour autant car lespièces sont trop longues.

– La disposition proposée sur le dessin montre un support«a», qui entoure une moitié de la pièce seulement, l’autreétant maintenue par un dispositif pneumatique «b». Cecipermet de conserver une course de piston courte. Les piè-ces sont facilement introduites et enlevées. En outre lesjoints sont supportés sur toute leur circonférence.

– Il est fréquent que la couronne dentée ne puisse pas êtrepositionnée juste au-dessus de la soudure. C’est, pour desraisons techniques, l’exemple du flotteur présenté sur lafigure 10.20. Dans de tels cas la longueur «L», c’est-à-direla distance entre la soudure et la couronne dentée, doit êtreproportionnée selon l’épaisseur de paroi, de telle sorte quele couple élevé et la pression de soudage puissent être trans-mis sans déformation appréciable. Naturellement, ceci s’applique également à la pièce plastique inférieure.

– Le choix du profil du joint et du montage est souvent guidépar l’épaisseur de la paroi.

99

Fig. 10.19 Pièce avec venturi

a

b

Accouplements à dents enclenchéesAu lieu d’une couronne dentée, pressée sur la pièce afin detransmettre le couple, on utilise parfois des accouplementsdentés, et les dents correspondantes sont moulées dans lapièce plastique. Elles peuvent soit saillir, soit être en creux(comme dans la figure 10.21), selon la disposition la pluscommode.

A l’élément porteur «a», fait face une dent identique et opposée, et la pièce plastique est saisie sans aucun dommage.Les faces circulaires «b», à l’intérieur et à l’extérieur del’accouplement, transmettent la pression de soudage à la pièce de telle sorte, qu’en fait, les dents ne transmettent quele couple. Le nombre de dents doit être faible afin de réduireles risques de rupture de leur extrémité. Celle-ci ne doit pasêtre trop aigue, la dent devant se terminer par une face mince«c», de 0,3 à 0,5 mm.

Cette solution est également valable pour les outils à pivot,décrits précédemment, qui ne tournent pas aussi vite que ceuxà inertie. Avec la vitesse périphérique élevée de ces derniers,il est plus difficile d’assurer convenablement l’engagementdes dents.

100

Fig. 10.20 Pièce avec venturi

a

bc

-15°

Fig. 10.21 Accouplement à dents enclenchées

L

Accouplements par résine couléeIl est également possible, dans certains cas, d’entraîner ou de saisir les pièces au moyen de montages de fixation élasto-mères. Les résines synthétiques sont coulées directementdans le dispositif porteur, les pièces plastiques formantl’autre partie du moule, de façon à acquérir une surfaceconvenablement formée.

Le couple maximum à transmettre selon cette techniqueétant faible, et la pression admissible par unité de surfaceégalement basse, cette méthode n’est valable que pour lespièces ayant une surface relativement grande.

Les pièces coniques sont les mieux adaptées à ce type demontage (voir figure 10.22), car une pression de soudagedonnée peut transmettre un couple plus important.

Lorsque ce type de montage est utilisé sur une machine à inertie et que la pièce plastique doit être accélérée à sa vitesse de soudage, apparaît nécessairement un certain glis-sement qui peut provoquer une surchauffe de la surface.

Il est par conséquent extrêmement important de choisir unerésine de coulée de dureté appropriée, qui doit être détermi-née expérimentalement. La figure 10.22 montre commentl’élastomère de coulée «a» doit être ancré aux pièces métal-liques par l’intermédiaire de boulons, contre-dépouilles ougorges. Les évidements «b» sont usinés par la suite, car iciles contacts doivent être évités.

Réaliser des accouplements par résine coulée exige beaucoupd’expérience et un équipement adapté. Les coûts initiaux decette méthode sont par conséquent considérables, et elle n’apas trouvé beaucoup d’applications pratiques.

Elle peut toutefois être économiquement justifiée pour lesmachines équipées de tables tournantes nécessitant plusieurssupports.

a

a

b

b

Fig. 10.22 Accouplement par résine coulée

Profils de jointsSi les joints soudés doivent être étanches et solides, une cer-taine attention est à accorder à leur profil. La solidité de lasoudure doit être au moins aussi grande que celle des deuxparties composantes, de sorte que l’aire de la face de souduredoit être environ 2 à 2,5 fois celle de la section droite de laparoi.

Les profils en V, utilisés maintenant depuis de nombreusesannées, se sont révélés de loin les meilleurs. La figure 10.23en présente deux exemples typiques.

Le profil de joint de la figure 10.23a convient aux piècesprésentant des diamètres internes égaux, obtenus avec desépaulements extérieurs destinés à l’entraînement ou à la pré-hension. (Par exemple des conteneurs cylindriques ou des récipients sous pression, réalisés en deux parties du fait deleur longueur.) Le profil de la figure 10.23b est particulière-ment bien adapté au soudage de bases ou de fermetures (parexemple sur les cartouches de gaz butane, les extincteurs oules bouteilles d’aérosols).

Les épaisseurs de parois ne sont données qu’à titre indicatif.La structure des pièces doit naturellement être prise aussi encompte. Mais l’aire de la face du joint ne doit jamais être réduits. Les plastiques possédant un fort coefficient de frot-tement tendent à s’auto-bloquer si l’angle d’inclinaison, troppetit, empêche la couronne dentée de tourner et provoque un meulage du matériau. On n’adoptera par conséquent lesangles inférieurs à 15° qu’avec le plus grand soin.

Pour les profils tels que celui de la figure 10.23a, un certainjeu doit être prévu, avant soudage, entre les faces perpendi-culaires à l’arbre de la pièce. Cette précaution permettra à latotalité de la pression de s’exercer en premier sur les facesinclinées, sur lesquelles repose presque entièrement la solidi-té du joint.

Il est impossible d’empêcher la matière ramollie de suinterhors de ces joints et de former des bavures qui, souvent nui-sibles, sont à enlever par la suite. Lorsque les récipients sou-dés comportent des pièces intérieures mobiles, il n’est paspossible d’admettre la présence de lambeaux de matière détachée pouvant porter atteinte à leur bon fonctionnement.

Les figures 10.24a–d illustrent quatre profils de joint conseil-lés, tous pourvus de gorges pour retenir les bavures.

Le simple piège à bavure en forme de gorge présenté sur lafigure 10.24a ne recouvre pas entièrement la matière fonduemais il l’empêche de saillir au delà du diamètre extérieur dela pièce, ce qui est souvent suffisant. La lèvre de recouvre-ment comportant un petit espace, présentée dans la figure10.24b, est courante.

La figure 10.24c présente un piège à bavure conçu de manièreà être fermé à la fin de l’opération de soudage.

La figure 10.24d montre une lèvre pourvue d’un léger recou-vrement sur l’intérieur, qui ferme complètement la gorge etempêche tout suintement de matière vers l’extérieur.

La lèvre extérieure vient au contact du bord opposé lorsquele soudage est terminé.

Le type de profil de soudage présenté dans la figure 10.23bpeut également recevoir un bord qui recouvre tout le haut durécipient. La figure 10.25 montre une telle conception, utili-sée parfois pour les cartouches de rechange de butane. Unegorge ouverte est généralement suffisante. On peut égalementadopter une fine lèvre en contre-dépouille «a», afin que lepiège à bavure se ferme entièrement. Naturellement, une telle lèvre peut aussi être prévue sur l’extérieur, mais elle demande un outillage plus compliqué pour le mécanismed’éjection. Elle ne devrait par conséquent pas être prévue à moins qu’elle ne soit essentielle.

101

a b

c d

a b

t

0,4 t

15° 0,5 t

5°

1,8

t

30°

1,5

t0,

2 t5°

0,5 t

15°15°

0,6

t

0,4 t

0,6 t

0,05 t

t 0,6 t (min. 1 mm)

t0,

1 t

0,8

t0,

8 t 1,

8 t

Fig. 10.23 Profils de joints

Fig. 10.24 Profils de joints avec pièges à bavure

Calculs des outils et machines de soudage par inertiePour amener un plastique de l’état solide à la fusion, il estnécessaire d’y apporter une certaine quantité de chaleur quidépend du type de matériau. En fait, les plastiques techniquesdifférant très peu sous cet aspect, ce facteur sera négligé dansla suite de cet exposé.

La quantité de chaleur requise pour la fusion est produite parl’énergie des masses en rotation. Lorsque les faces du jointsont pressées l’une contre l’autre, le frottement arrête le volant en moins d’une seconde.

Dans le cas des plastiques présentant un domaine de fusionétroit, comme les résines acétal, l’outil n’accomplit qu’un ou deux tours après l’établissement du contact. Si la pressionentre les deux pièces est trop faible, le volant tourne troplongtemps et le matériau est cisaillé pendant la solidificationdu plastique. Les soudures produites sont faibles ou nonétanches.

Ce facteur n’est pas aussi important avec les plastiques amor-phes qui se solidifient plus lentement. Il est préférable, pourtous les plastiques, de mettre en œuvre des pressions supé-rieures à celles absolument nécessaires, puisque dans tous lescas la qualité des soudures n’en souffre pas.

0,8 T

0,3 T

a

T

Fig. 10.25 Joint interdisant une saillie extérieure

102

Les paramètres suivants doivent être observés pour obtenirde bons résultats sur les machines à inertie:

a. Vitesse périphérique au niveau du jointDans la mesure du possible, celle-ci ne devrait pas êtreinférieure à 10 m/s. Mais en présence de petits diamètresil est quelquefois nécessaire de travailler entre 5 et 10 m/s, sinon la vitesse de rotation serait trop élevée.D’une manière générale, les résultats les plus satisfaisantssont obtenus sous une grande vitesse périphérique. Lesvitesses de rotation élevées sont également avantageusespour le volant, puisque la masse nécessaire pour joindreune pièce de dimension donnée est d’autant plus réduiteque la vitesse est grande.

b. Le volantL’énergie du volant étant fonction de sa vitesse de rotationet de son moment d’inertie, l’un de ces paramètres doitêtre déterminé en fonction de l’autre. L’énergie cinétiqueétant fonction du carré de la vitesse (t/m), de très faiblesmodifications de vitesse permettent le réglage au résultatsouhaité.

D’une manière générale, pour les plastiques techniques,l’effort nécessaire pour souder 1 cm2 de surface projetéede joint est d’environ 50 Nm.

La quantité de matériau à fondre dépend également de laprécision avec laquelle les deux profils s’ajustent, et parconséquent des tolérances observées lors du moulage parinjection. Il serait superflu d’effectuer des calculs tropprécis car, en général, les réglages de la vitesse sont indispensables.

c. Pression de soudageComme mentionné précédemment, la pression doit êtresuffisante pour arrêter la masse en une ou deux révolu-tions.

Comme base de calcul, nous pouvons faire l’hypothèsequ’une pression spécifique de 5 MPa sur la surface proje-tée du joint est nécessaire. Il ne suffit pas de calculer sim-plement le diamètre du piston et la pression d’air corres-pondants. Les tubes d’admission et les vannes doiventaussi être suffisamment dimensionnées pour que le pistondescende très rapidement, sans quoi la pression sur le pis-ton s’établirait trop lentement. En pratique, beaucoup demauvais résultats proviennent précisément de cette cause.

d. Pression de maintienLe matériau une fois fondu, il faut un certain temps pourqu’il se re-solidifie. Aussi est-il vital de maintenir la pres-sion pendant une certaine durée qui dépend de la naturedu plastique, et se détermine au mieux expérimentale-ment. Dans le cas du DELRIN® , ce temps est d’environ 0,5 à 1 seconde, mais il est plus long pour les plastiquesamorphes.

Détermination graphique des paramètres de soudageLes données les plus importantes sont déterminées rapidementet facilement à partir du nomogramme (figure 10.26) valablepour tous les plastiques techniques de DuPont de Nemours.

Exemple: Déterminons en premier lieu le diamètre de sou-dure moyen «d» (figure 10.27) et l’aire de projection de lasurface du joint F.

Pour l’exemple présente, F est égal à environ 3 cm2 et le dia-mètre de soudure moyen d = 60 mm. Partant de 3 cm2 surl’échelle de gauche, nous progressons donc vers la droitejusqu’à rencontrer la ligne qui correspond au diamètre de 60(point 1), puis nous nous déplaçons verticalement vers le haut.Nous choisissons un diamètre convenable et la longueur devolant correspondante (voir figure 10.28). Mais le diamètredoit toujours être plus grand que la longueur, de façon à main-tenir la longueur totale du volant en rotation aussi petite quepossible. Dans l’exemple de l’illustration, on a choisi un diamètre d’environ 84 mm, ce qui donne une longueur de 80 mm (point 2).

Le nomogramme est basé sur une vitesse périphérique de 10 m/s, ce qui donne, dans cet exemple, 3200 t/min (dia-mètre 60 mm). Il est possible de choisir une plus grande vitesse, disons 4000 t/min, qui correspond au point 3. Les dimensions de l’outil obtenues en se déplaçant vers le haut à partir de ce point seront naturellement plus réduites qu’au-paravant.

120

110

100959085807570

65

6055

50

20

1086543

21,5

10,80,6

0,40,3

0,2

ø D (mm)

L (mm)

F (cm2)

10000

5000

3000

2000

P (N)

1000

500400

300

200

100

30 40 50 60 7080 100

90 120

8000 t/min

ød25 m

m

7000

28

6000

33

5000

40

4000

50

3500

57

3000

65

2500

80

2000

100

1800

110

1600

125

1400

140

1200

165

1000

200

4

2

3 1

Fig. 10.26 Détermination des paramètres de soudage

Dans cet exemple, nous notons le point 4, qui correspond à un diamètre de 78 mm et à une longueur de 70 mm.

En se déplaçant vers la droite à partir du point correspondantà 3 cm2, la pression de soudage exigée correspondante peutse lire à partir de l’échelle de droite; elle est dans ce casd’environ 1500 N.

Ce nomogramme ne prend en compte que les dimensions extérieures des outils, et ignore le fait qu’ils ne sont pas pleins.Mais, dans une certaine mesure, le montage compense cettedifférence et les valeurs données par le nomogramme sontsuffisamment précises.

103

Fig. 10.27 Paramètres de soudage; exemples

Fig. 10.28 Dimensions de volant; Exemple

Ø dØ d

F F

Ø D

P

L

Puissance du moteurEn plus de leurs nombreux avantages, les outils à inertie n’exi-gent qu’une très faible puissance d’entraînement.

Dans une machine entièrement ou semi-automatique, la tota-lité du cycle dure entre 1 et 2 secondes, de telle sorte que le moteur a suffisamment de temps pour accélérer le volantjusqu’à sa vitesse de fonctionnement. Au cours du soudage,l’énergie cinétique de l’outil est si rapidement convertie enchaleur qu’elle engendre une puissance considérable.

Si, par exemple, nous considérons que les deux outils du nomogramme de la figure 10.26 sont arrêtés en 0,05 s, ilsproduiront, dans ce temps, environ 3 kW. Si une période de 1 seconde est disponible pour accélérer à nouveau le volantpour le cycle suivant, une puissance nominale de seulement150 W est théoriquement nécessaire.

Les moteurs de 0,5 kW sont suffisants pour souder la plupartdes pièces rencontrées en pratique.

Nous avons déjà mentionné qu’il est très souhaitable de pou-voir faire varier la vitesse. Avec un matériel de productiondestiné à souder constamment des pièces identiques, la vitessepeut être réglée en changeant les poulies.

Contrôle de qualité des pièces soudéesAfin de garantir une qualité uniforme, les profils de joint doi-vent en premier lieu être vérifiés sur un projecteur de profilspour s’assurer qu’ils s’ajustent avec précision. De mauvaisajustements et des variations excessives du diamètre (décou-lant des tolérances de moulage) entraînent des difficultés desoudage et des soudures de qualité médiocre. Des profils dejoint correctement dimensionnés et des pièces moulées avecsoin rendent superflus les contrôles systématiques ultérieurs.

Si, par exemple, les angles de deux profils ne coïncident pas(figure 10.29), il en résulte une entaille très aigue qui peutconduire à des concentrations de contrainte sous de fortescharges, effet qui réduit la résistance de toute la pièce. Cetteabsence de coïncidence peut aussi amener à fusion une tropgrande quantité de matière.

Les critères essentiels de la qualité de la soudure sont la résistance mécanique, l’étanchéité (à l’eau ou à l’air), oul’ensemble de ces propriétés. Les essais de contrôle peuventêtre réalisés selon les méthodes suivantes:

104

Fig. 10.29 Joint comportant des angles incorrects

a. L’inspection visuelle des soudures n’a que des applicationstrès limitées, et ne fournit aucune information sur leur résistance ou leur étanchéité. Elle n’est réalisable quelorsque les bavures sont réellement visibles, c’est-à-direquand elles ne se trouvent pas à l’intérieur d’un cham-brage à bavures. Lorsque les conditions de soudage sontcorrectes, une légère bavure doit se former autour de lasoudure. Si cette bavure est irrégulière ou trop volumi-neuse, ou même complètement absente, la vitesse doitêtre réglée à nouveau. Naturellement, ne doit fondre quela quantité de plastique absolument nécessaire. Mais l’absence de bavure apparente ne prouve pas que le jointa été correctement soudé (en supposant toujours, naturel-lement, qu’il n’y a pas de chambrage à bavure).

L’aspect des bavures dépend non seulement du type deplastique mais aussi de sa viscosité et de la présence d’unecharge déterminée. Le DELRIN® 100, par exemple, produitun aspect fibreux, tandis que le DELRIN® 500 donne desbavures d’aspect fondu. La vitesse périphérique affecteelle-même l’aspect des bavures, aussi est-il impossible detirer la moindre conclusion à propos de la qualité du joint.

b. Tester la résistance des soudures à la rupture est le seulmoyen d’en évaluer correctement la qualité et de pouvoiren tirer des conclusions pertinentes.

La plupart des articles joints par soudage par rotation sontdes conteneurs clos, qui seront pendant une période courteou prolongée sous pression interne (briquets, cartouchesde gaz, extincteurs) ou externe (bouées en eau profonde).Citons aussi, par exemple, les flotteurs de carburateur, quine sont pas sous pression et dont le joint doit seulementêtre étanche. Pour toutes ces pièces, sans tenir compte descontraintes effectives intervenant en pratique, il est préfé-rable et plus facile d’augmenter lentement et uniformémentla pression interne jusqu’à l’éclatement. Un dispositif dece type, décrit plus loin, doit permettre d’observer lespièces pendant la croissance de la pression. La déforma-tion qui survient avant l’éclatement apporte très souventdes informations intéressantes sur tous les défauts deconception entraînant des points faibles.

Après l’essai d’éclatement, la pièce complète (mais plusparticulièrement le joint soudé) doit être examinée soigneu-sement. Si les profils de la soudure ont été correctementdimensionnés et le joint convenablement réalisé, les facesde soudure ne doivent être visibles nulle part. La fracturedoit survenir directement en travers ou le long de la sou-dure. Dans ce dernier cas, il n’est pas possible de concluresi la soudure a été, ou non, la cause de la fracture. Cecipeut être le cas en présence d’un sérieux effet d’entaille,comme par exemple dans la figure 10.29.

Dans le cas des pièces soumises en permanence à une pres-sion interne au cours de leur utilisation, et de plus expo-sées à des variations de température, la pression d’éclate-ment doit être de huit à dix fois la pression de service.Seul ce critère donne la garantie que la pièce se compor-tera selon les prévisions pendant la durée totale de sa vieen service (briquets à gaz butane, par exemple).

Puisque nous traitons seulement le cas des cylindres, il esttrès utile de déterminer les contraintes périphériques et de

les comparer à la résistance réelle du plastique à la traction.Si le rapport est médiocre, la cause de la rupture n’est pasnécessairement liée à la soudure. Les autres causes possiblessont: défauts de structure, orientation dans les parois de fai-ble épaisseur, positionnement ou dimensionnement incorrectdu seuil d’injection, ou fléchissement du noyau central pro-voquant des inégalités d’épaisseur de paroi.

Les plastiques renforcés de fibre de verre sont relativementdifférents. Les teneurs de verre élevées apportent une plusgrande résistance mécanique, mais la fraction de surface dis-ponible pour le soudage est réduite par la présence des fibresde verre. Le rapport entre la pression d’éclatement effectiveet celle calculée est par conséquent plus bas, et dans certainscas la soudure peut constituer le point le plus faible de lapièce.

L’importance d’une conception correcte du soudage par rota-tion des récipients sous pression est illustrée par les exemplesqui suivent. Après soudage, les deux cartouches en résineacétal DELRIN® 500 représentées dans la figure 10.30, soumi-ses au test d’éclatement sous pression interne, ont donné lesrésultats suivants:

La cartouche A se fend dans le plan X-X, sans aucun dom-mage sur le cylindre ou la soudure. Cette rupture est indiscu-tablement due à la planéité du fond et à l’acuité de l’angleinterne, c’est-à-dire à un dessin médiocre. La pression d’écla-tement ne représente que 37% de sa valeur théorique.

La cartouche B éclate en premier dans le sens de l’écoulementde la matière, puis le long de la soudure mais sans l’ouvrirlargement.

La pression d’éclatement est de 80% de sa valeur théorique,ce qui peut être considéré comme acceptable.

Il n’est pas possible toutefois de tirer la moindre conclusionrelative à l’étanchéité à l’eau ou aux gaz à partir de la résis-tance mécanique du joint.

Les récipients sous pression et les flotteurs doivent par consé-quent être testés dans un milieu approprié. Les conteneursutilisés sous pression interne sont sollicités à environ la moi-tié de leur pression d’éclatement, ce qui permet d’en décelerles points faibles.

Les flotteurs et autres volumes étanches sont inspectés parimmersion dans l’eau chaude, opération au cours de laquelle

A B

X X

X

Fig. 10.30 Conceptions de cartouches sous pression

on observe la formation éventuelle de bulles sur le joint. Il est toutefois plus rapide et plus fiable de les essayer sousvide dans un appareillage simple, analogue à celui utiliséparfois pour la vérification de l’étanchéité des montres, quisera bien souvent suffisant.

– La figure 10.31 en illustre le principe de base. Un récipientde verre cylindrique «a» suffisamment grand pour conte-nir la pièce est surmonté, avec jeu, d’un couvercle «b» et rendu étanche à l’aide d’un anneau de caoutchouc. Lapièce à tester est maintenue sous l’eau par le tamis «c». Le niveau de l’eau étant presque en haut du récipient, lepompage d’un petit volume d’air suffit à produire un videsuffisant. En pratique la seule manœuvre d’une petitepompe à main y parvient. Le dispositif doit de préférenceêtre équipé d’une vanne de réglage pour limiter le niveaude vide et prévenir la formation de bulles par dégazage.

Vérification des joints de soudure par examen de coupes microtomiquesUne conception correcte et un soudage bien effectué devraientrendre inutiles les couples microtomiques. La réalisation decelles-ci exige non seulement un équipement coûteux maisaussi une expérience considérable.

Néanmoins ces coupes peuvent quelquefois révéler la causede mauvaises soudures comme, par exemple, celle représen-tée sur la figure 10.32, qui montre clairement la façon dontla gorge en V a été ouverte à force par la pression de souda-ge et comment le profil positif correspondant n’a pas été sou-dé directement au fond du V. La cavité à arête vive qui en résulte agit non seulement en entaille d’amorçage, mais elleaugmente les risques de fuite.

L’essai des joints soudés par rotation doit non seulement êtreeffectué au début d’une campagne de production, mais éga-lement par la suite sur des échantillons prélevés au hasard,sauf si l’on risque de modifier un paramètre du moulage parinjection, ou du soudage. Si l’on observe une procédure cor-recte, le pourcentage de pièces rejetées doit demeurer négli-geable, et l’essai systématique de tous les composants soudésne sera plus nécessaire.

105

a

b

c

d

Fig. 10.31 Test d’étanchéité par application de vide

Soudage de joints doublesLe soudage simultané de deux joints, dans le cas par exempledu flotteur de carburateur de la figure 10.33, exige des pro-cédures spéciales et beaucoup de soin. L’expérience pratiquea montré qu’il est impossible d’obtenir de bons résultats siles deux moitiés sont agrippées et entraînées par des couron-nes dentées. Il est toujours indispensable de prévoir des évi-dements ou des saillies. Au mieux, la machine est équipéepour régler les hauteurs respectives des faces des gabarits de fixation intérieur et extérieur, de sorte que la pression desoudage se répartisse sur les deux joints de façon convenable.

Dans ces conditions, le moment d’inertie et la pression desoudage doivent être calculés pour la somme des surfaces.Par ailleurs, la vitesse doit être choisie en fonction du pluspetit diamètre.

La figure 10.33 montre un flotteur à double joint, avec lesgabarits de fixation appropriés et les petites nervures pourl’entraînement de la pièce. Après soudage, l’arbre ne doitpas se déplacer totalement vers le haut, afin que la pièce suivante puisse être mise en place dans le gabarit immobile.Le volant n’est engagé qu’après, et accéléré à sa vitesse defonctionnement.

Les dimensions des pièces plastiques devront de préférenceêtre telles que le joint intérieur commence à se souder enpremier, c’est-à-dire lorsqu’il demeure un espace d’air d’en-viron 0,2 à 0,3 mm sur le joint extérieur (figure 10.34).

Le soudage de joints doubles devient plus difficile à mesurequ’augmente le rapport entre les deux diamètres. En pratiquedes pièces ayant un diamètre extérieur de 50 mm et un dia-mètre intérieur de 10 mm peuvent cependant été jointes, maisce sont des exceptions.

Des conceptions de cette sorte ne doivent être entreprisesqu’avec beaucoup de soin, et après conseil avisé.

106

Fig. 10.32 Coupe microtomique d’une gorge en V mal soudée

Fig. 10.35 Joint double divisé en 2 joints simples

Fig. 10.34 Dessin de joints doubles

Fig. 10.33 Soudage de joints doubles

Afin d’éviter tout risque, il est préférable de suivre la procé-dure présentée sur la figure 10.35. Ici, le joint double a étédivisé en deux joints simples qui, soudés l’un après l’autre,ne posent aucun problème. Cette solution permet aux piècesd’être tenues par deux couronnes dentées

selon la procédure normale. L’automatisation est plus facile,et le coût total, beaucoup plus faible que pour un joint double,permet d’éviter de longs et onéreux essais préliminaires.

Soudage de plastiques renforcés ou de nature dissemblableLes plastiques renforcés peuvent généralement être soudésaussi facilement que les non-renforcés. Si la présence decharges diminue le coefficient de frottement, la pression desoudage peut quelquefois être augmentée de façon à réduirele temps réel de l’opération.

La résistance mécanique des soudures de plastiques renfor-cés est généralement plus faible car les fibres de la surfacene se soudent pas ensemble. En pratique cette infériorité serévèle peu fréquemment, car habituellement le joint n’est pasla partie la plus faible de la pièce. Si nécessaire le profil dela soudure peut être élargi dans une certaine mesure. Danstous les plastiques, les fibres de verre ou les charges dimi-nuent l’allongement en traction, de sorte que les concentra-tions de contrainte sont très nuisibles. Les concepteurs atta-chent généralement trop peu d’importance à ce fait.

On doit quelquefois faire face à l’accouplement de plastiquesdissemblables ayant des points de fusion différents. Le sou-dage est d’autant plus difficile que la différence entre les pointsde fusion est importante. Il n’est pas possible d’appeler sou-dure ce qui n’est qu’une simple adhérence mécanique dessurfaces. La résistance du joint est faible. Il peut être néces-saire d’adopter une forme spéciale de joint et de travaillersous de très hautes pressions de soudage.

En pratique, ce type d’application est peu fréquent. Danstous les cas, ces pièces ne sont pas soumises à des contraintes.Les applications caractéristiques sont les jauges de niveaud’huile et les regards en polycarbonate transparent soudésdans des supports en DELRIN®.

Les résultats présentés ci-dessous donnent une idée des pos-sibilités de joindre le DELRIN® à d’autres plastiques.

Le flotteur en DELRIN® illustré sur la figure 10.13 a une pres-sion d’éclatement de 4 MPa.

Dans le cas d’un couvercle en matériau différent soudé surun corps en DELRIN® , les pressions d’éclatement seront lessuivantes:

ZYTEL® 101 (résine polyamide) 0,15–0,7 MPa

Polycarbonate 1,2 –1,9 MPa

Résine acrylique 2,2 –2,4 MPa

ABS 1,2 –1,6 MPa

On retiendra que, dans tous les cas, la soudure forme la partiela plus faible de la pièce.

Soudage par rotation de plastiques souples et d’élastomèresLe coefficient de frottement est d’autant plus élevé que le plastique est souple (avec quelques exceptions, dont lesfluoropolymères). Le soudage par rotation devient donc deplus en plus difficile avec les plastiques souples, pour les raisons suivantes:

a. La déclaration résultant d’un coefficient de frottementélevé est tellement importante que le volant n’est pas enmesure, par frottement, de générer de la chaleur. La plusgrande partie de l’énérgie est absorbée dans la déformationdu composant, sans que le moindre déplacement relatifintervienne entre les faces du joint. Si l’on augmentel’énergie cinétique, il y a plus de chances de détériorer les pièces que d’améliorer les conditions de soudage.

Il est parfois possible de résoudre ce problème en pulvéri-sant un lubrifiant sur les faces du joint (par exemple unagent de démoulage à base de silicone). Cette opérationdiminue tout d’abord considérablement le coefficient defrottement, de telle sorte que l’habituelle rotation se pro-duit. La pression spécifique est cependant tellement éle-vée que le lubrifiant étant rapidement chassé vers l’exté-rieur, le frottement intervient et le matériau fond.

b. Dans le cas des plastiques souples ayant un coefficient de frottement très bas, une pression spécifique beaucoupplus élevée est nécessaire pour engendrer un peu de tempssuffisamment de chaleur par frottement. La plupart descomposants ne supportent pas une pression axiale aussiélevée sans déformation permanente. Dans cette situation,il n’existe aujourd’hui aucun moyen fiable de réaliser dessoudures satisfaisantes en soudage par rotation entre cesmatériaux.

c. Les plastiques souples sont difficiles à retenir et à mettreen mouvement. La transmission de couples élevés posesouvent un problème insoluble, en particulier parce qu’ilest rarement possible d’employer des couronnes dentées.

En résumé, on peut dire que les cas marginaux de cette sortene doivent être abordés qu’avec d’extrêmes précautions, etqu’un travail expérimental préalable est indispensable.

Les figures 10.36 à 10.38 ne montrent que quelques exemplessélectionnés parmi les nombreuses possibilités ouvertes dansce domaine.

107

Exemples de machines de soudage par rotation Mecasonic commerciales et expérimentales

108

Fig. 10.36 Machine de soudage par rotation Mecasonic commerciale.

Fig. 10.37 Machine d’établi pour soudage par rotation disponible dans le commerce. Le modèle de base est équipé d’un moteur à cage d’écureuil triphasé. La tête rotative portant les gabarits est fixée directement sur la tige de piston à double guidage, comme l’illustrent les figures 10.12 et 10.13. Cette machine peut également être fournie avec vitesse réglable, table tournante,contrôle automatique des cycles et dispositif d’alimentation.

109

1

F
ig. 10.38 Machine de soudage par rotation.
10

Soudage par ultrasons

IntroductionLe soudage par ultrasons est une technique rapide et éco-nomique d’assemblage des pièces en plastique. C’est une excellente méthode pour la jonction en grande série d’arti-cles de haute qualité.

Il s’agit d’une procédure relativement nouvelle, qui s’appli-que facilement aux plastiques amorphes à point de fusion relativement bas, tel que le polystyrène. Cependant, le dessindes pièces et leur assemblage nécessitent plus de préparationet de contrôle dans le cas des résines amorphes de plus hautpoint de fusion, des polymères cristallins et des plastiques defaible rigidité.

Ce chapitre présente les principes fondamentaux du soudagepar ultrasons, et les indications pratiques pour le soudage despièces réalisées en plastiques techniques de DuPont de Nemours.

Le procédé de soudage par ultrasonsDans cette technique, des vibrations de haute fréquence sontappliquées à deux pièces ou couches de matière par un outilvibrant, communément appelé tête de soudure ou sonotrode.La soudure se produit grâce à la chaleur engendrée à l’inter-face entre les pièces.

L’équipement nécessaire au soudage par ultrasons comporte undispositif de fixation pour maintenir les pièces à souder, unesonotrode, un transducteur électromécanique pour l’action-ner, une source de courant à haute fréquence et une minuteriepour la commande des cycles. Le matériel représenté sur la figure 10.41 est décrit en détail ci-après. Les machines desoudage par ultrasons que l’on trouve habituellement sur lemarché sont représentées sur la figure 10.42.

Générateur à haute fréquence

Alimentationminuterie

Transducteur ouconvertisseur

Sonotrode

Pièce en plastique

Montage de fixation

Fig. 10.41 Composants d’un équipement de soudage par ultrasons

Les vibrations crées dans les pièces par la sonotrode peuventêtre représentées par des ondes qui affectent plusieurs formespossibles:

a. L’onde longitudinale peut se propager dans tous les corpsgazeux, liquides et solides. Elle se propage dans le sensde l’axe de l’excitation. Les états oscillatoires identiques(phases) sont dimensionnellement ou longitudinalementdéterminées par la longueur d’onde Lambda (l). L’ondelongitudinale joue presque exclusivement le rôle de trans-porteur d’énergie immatériel au cours de l’utilisation desrésonateurs mécaniques (figure 10.43a).

b. L’onde transversale ne peut se former et se propager –contrairement à l’onde longitudinale – que dans les corpssolides. Il s’agit d’ondes HF électromagnétiques, de la lumière, etc. Des forces de cisaillement sont nécessairespour donner naissance à une onde transversale. Cette ondese déplace à angle droit par rapport à la source d’excitation(vibration transversale). Ce genre d’onde doit être évitéou supprimé dans toute la mesure du possible, en particu-lier dans les applications du soudage par ultrasons, carseules les surfaces mantellaires des sonotrodes sont ame-nées à vibrer de sorte que l’énergie n’est pas transmise àla surface d’accouplement des consommateurs d’énergie(figure 10.43b).

111

a

b

Fig. 10.42 Types courants de machines de soudage par ultrasons, a. équipée d’un transducteur piézo-électrique, b. équipée d’un transducteur à magnétostriction

c. L’onde courbe n’est produite que par l’excitation longitu-dinale d’un corps. D’autre part, la formation de ces ondesdans le secteur d’application des ultrasons exige des rap-ports de masse asymétriques. Dans le secteur qui nousconcerne, ce type d’onde pose des problèmes considéra-bles. Comme le montre la figure 10.43c, des zones de fortecompression se forment à la surface du milieu utilisé demême que des zones de contrainte de traction élevée, cequi revient à dire qu’il y a formation d’une charge partielleélevée.

En outre, cette onde provoque, au cours du transfert des ultrasons depuis le convertisseur sur les sonotrodes, une vibration réciproque de la céramique du convertisseur, quirisque de casser la céramique.

Dans la conception des sonotrodes, il convient de tenircompte de cette situation et de la suppression des ondescourbes.

Les conditions d’utilisation de l’énergie ultrasonore dans lesoudage supposent la production judicieuse et localisée dechaleur de frottement intermoléculaire pour qu’une sorte de«fatigue» de la couche de plastique soit sciemment obtenuedans l’interface du joint.

Au cours du soudage, la chaleur est engendrée dans toute lamasse de la pièce. La figure 10.44 représente une expériencedans laquelle on soude une barre de plastique de 10 × 10 mmde section et de 60 mm de long sur une plaque d’un plastiqueanalogue. On applique une sonotrode à l’extrémité de la barreafin d’y induire des vibrations ultrasonores. La plaque reposesur un support massif servant à réfléchir les ondes sonoresqui se propagent dans la barre et dans la plaque.

112

B A B A B A

Direction du déplacement des particules

Direction de propagationde l’onde

(a)

�

�

�

Direction devibration desparticules



(b)

(c)

Longueur d’onde Direction du déplace-ment des particules

Fig. 10.43 a. Onde longitudinale.b. Onde transversale ou onde de cisaillement.c. Onde courbe.

Les vibrations ultrasonores sont maintenues pendant 5 secondes. Le graphique ci-dessous représente les variationsde la température mesurée en 5 points de la barre en fonctiondu temps. Les températures les plus élevées apparaissent à lasurface de contact de la sonotrode et de la barre et à l’inter-face de jonction de la barre et de la plaque; les deux maxi-mums ne se produisent néanmoins pas au même instant.

Lorsqu’une quantité de chaleur suffisante a été créée à l’in-terface de jonction entre les pièces, il se produit un ramollis-sement et une fusion des surfaces de contact. Sous l’actionde la pression, on obtient une soudure qui résulte de la liai-son des molécules soumises à l’agitation thermique et méca-nique.

Matériel de soudageComparé aux équipements utilisés dans les autres techniquesde soudage telles que le soudage par rotation ou le soudagepar plaque chauffante, le matériel qu’exige le soudage parultrasons est relativement complexe et élaboré. Un appareil de soudage complet comprend un générateur électronique,des minuteries de commande des cycles, un transducteur quitransforme l’énergie électrique en énergie mécanique, unetête de soudage appelée sonotrode et un montage qui assurela fixation des pièces, le fonctionnement de cet appareil pou-vant être automatique.

a. GénérateurDans la plupart des soudeuses que l’on trouve dans le com-merce, le générateur fournit une énergie électrique à une fré-quence de 20 kHz, sous une puissance nominale moyenned’une centaine à un millier de watts ou davantage. Les géné-rateurs les plus récents sont des dispositifs à semi-conduc-teurs qui fonctionnent sous des tensions moins élevées queles appareils à tubes utilisés auparavant et dont l’impédancese rapproche davantage de celle des transducteurs courantsalimentés par le générateur.

b. TransducteurLes transducteurs utilisés dans le soudage par ultrasons sontdes dispositifs électromécaniques destinés à transformer desoscillations électriques à haute fréquence en vibrations mé-caniques à haute fréquence en faisant appel à l’effet piézo-électrique (principe électrostrictif). Un matériau piézoélectri-que change de dimension lorsqu’on lui applique une tensionélectrique. Il est alors susceptible d’exercer une force sur unélément quelconque tendant à empêcher cette variation dedimension, par exemple l’inertie de certaines pièces qui sonten contact avec ce matériau.

c. SonotrodeLa sonotrode est fixée à la partie inférieure du transducteur.Elle assure deux fonctions:

a. elle communique des vibrations ultrasonores aux pièces à assembler;

b. elle permet d’appliquer la pression requise pour réaliserla soudure lorsque les surfaces de jonction ont été portéesà fusion.

20100

5

1

2

3

4

1515

1515

30 40 0 15 30 45 60

100140

100

240200

250

200

Tem

pera

ture

, °C

Tem

pera

ture

, °C

Sonotrode

Réflecteur

(a)

N 1

N 2

N 3

N 4

N 5

t, sec(b)

Sonotrode

Réflecteur

p

Thermocouples

N 1 N 2 N 3 N 4 N 5

(c)

Soudure

p

Fig. 10.44 Variation de la température le long d’un barreau de plastique soudé par ultrasons à une plaquette du même matériau. a. Schéma de la sonotrode, la pièce et les thermocouples.b. Variations de la température des différents points du barreau en fonction du temps.c. Températures obtenues à l’instant où la température de la soudure est maximale (en trait tireté) et valeurs des températures c) maximales aux différents points du barreau (trait plein)

Tem

pér

atu

re, °

C

Tem

pér

atu

re, °

C

Les pièces en plastique constitue pour le transducteur une«charge» qui représente une certaine impédance. La sono-trode sert à adapter le transducteur à la charge et reçoit parfoisle nom de «transformateur d’adaptation de l’impédance».Cette adaptation s’effectue par augmentation de l’amplitude,et donc de la vitesse, des vibrations créées par le transducteur.Pour permettre d’estimer l’amplification requise, disons qu’àla sortie du transducteur la course totale, c’est-à-dire le dou-ble de l’amplitude, peut être de l’ordre de 0,013 mm, tandisque les vibrations permettant le soudage doivent atteindre0,05 à 0,15 mm. L’amplification ou «gain» est donc un facteur important à considérer lors de l’étude des projets desonotrodes. On peut voir sur la figure 10.45 un certain nom-bre de sonotrodes courantes.

113

Fig. 10.45 Sonotrodes

La figure 10.46 représente les formes de sonotrodes à épau-lement, coniques, exponentielles, catenoïdales et de Fourier,ainsi que les variations le long de la sonotrode de l’amplitu-de (ou de la vitesse) des vibrations et des contraintes résul-tantes. Etant donné que les sonotrodes constituent des élé-ments demi-onde, il est possible de les raccorder aux ventresde contrainte localisés aux extrémités des éléments demi-onde.

Le raccordement en série de plusieurs sonotrodes permetd’augmenter (ou de réduire) l’amplitude des vibrations com-muniquées à la dernière sonotrode de la série. Un tel ensem-ble est représenté sur la figure 10.47. L’élément placé entrele transducteur et la tête de soudage proprement dite prendhabituellement le nom d’amplificateur d’amplitude et consti-tue une solution pratique permettant de modifier l’amplitudequi représente un paramètre important dans le soudage parultrasons.

Afin d’éviter que la sonotrode soit soumise en service à descontraintes excessives conduisant à une rupture par fatiguedu matériau, le raccordement doit être réalisé avec le plusgrand soin. En ce qui concerne l’aptitude à supporter desamplitudes importantes, certains matériaux sont supérieurs à d’autres. Les alliages de titane à haute résistance comptentparmi les meilleurs à cet égard. Citons également le Monel,l’acier inoxydable et l’aluminium. Le matériau qui constituela sonotrode ne doit pas dissiper l’énergie sonore: le cuivre,le plomb, le nickel et la fonte ne conviennent pas pour cetteraison. Les sonotrodes de la figure 10.45 peuvent être seule-ment utilisées pour le sou-dage de petites pièces en plastiquestechniques de DuPont.

Il est possible de souder des pièces moulées dans des plasti-ques tels que le polystyrène dont les dimensions sont supé-rieures à celles de la touche de la sonotrode.

Pour le soudage des pièces en résines techniques de DuPontde Nemours, de diamètre supérieur à 25 mm, la surface de touche de la sonotrode doit suivre le tracé du joint. Lessonotrodes dessinées en traits et de forme creuse, égalementprésentées dans la figure 10.47 sont utiles pour le soudage de plus grandes pièces, respectivement rectangulaires ou cir-culaires. On trouvera des renseignements détaillés concernantla relation qui doit exister entre les formes des pièces et cellesdes sonotrodes dans le chapitre relatif à l’étude des pièces.

114

Trans-ducteur

Amplifica-teur d’am-plitude

Sonotrode

A

N

A

N

A

A

A

0

50

100

150

200

250

300

350

400

Lon

gu

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(mm

)

25 �m

700 bars

� 0 �

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25 �m

700 bars�

�

Profil

VitesseContrainte

Profil

VitesseContrainte

Profil

VitesseContrainte

Profil

VitesseContrainte

Profil

VitesseContrainte

Fig. 10.46 Vitesses et contraintes dans plusieures formes de sonotrodesa. à épaulementb. coniquec. exponentield. casénoïdale. fourier

Fig. 10.47 Pour augmenter l’amplitude, il est possible de monter ensérie des sonotrodes à profils différents. Le raccordements’effectue aux ventres de contraintes, les courbes repré-sentant l’amplitude et la contrainte aux différents pointsde l’ensemble. Les nœuds et les ventres d’amplitude sontrepérés respectivement par les lettres N et A.

a.

b.

d.

e.

c.

Généralement, la largeur et le diamètre des sonotrodes sontlimités au quart de la longueur d’onde du son correspondantau matériau de la sonotrode. Lorsque les dimensions trans-versales dépassent cette limite, les modes latéraux d’oscilla-tion sont excités dans la tête, ce qui a pour effet de réduireson rendement. En ce qui concerne par exemple les outils entitane de forme standard, les dimensions transversales sontlimitées à 65–75 mm. Cependant il est possible de construiredes sonotrodes de plus grandes dimensions en ménageant desévidements qui constituent des solutions de discontinuité dessurfaces dont les dimensions dépassent le quart de la longueurd’onde. On peut également souder des pièces de grandes dimensions au moyen d’un ensemble de plusieurs têtes jux-taposées. Une technique consiste à alimenter simultanémentles sonotrodes équipées chacune d’un transducteur, soit pardes générateurs indépendants, soit en série à l’aide d’un seulgénérateur. Une autre technique fait appel à un faisceau desonotrodes monté sur un transducteur unique qui commandesimultanément les sonotrodes lorsqu’il est alimenté par legénérateur.

Pour garantir l’efficacité du soudage, les sonotrodes doivententrer en résonance à une fréquence très voisine de la fré-quence nominale de service de l’appareil, soit 20 kHz. C’estpourquoi les constructeurs de matériel de soudage «accordent»électroniquement les sonotrodes en retouchant soigneuse-ment leurs dimensions de manière à parvenir au rendementoptimal. Il est assez facile de fabriquer en laboratoire des sonotrodes simples à épaulement en aluminium afin de pro-céder à des essais de soudage sur prototypes, mais ces outilssont sujets à des ruptures par fatigue du métal, ils s’ébrèchentet se détériorent facilement et laissent fréquemment des marques sur les pièces à souder. C’est pour cette raison quel’étude et la fabrication des sonotrodes complexes ou réali-sées dans des matériaux plus nobles doivent être confiéesaux constructeurs spécialisés qui disposent de l’expériencerequise par les études analytiques et empiriques des projetsde sonotrodes.

d. Dispositif de fixation des piècesLes montages permettant de centrer les pièces et de les immobiliser pendant le soudage constituent des éléments importants du matériel de soudage. Il est nécessaire de main-tenir les pièces parfaitement centrées par rapport à la touchede la sonotrode afin que la pression appliquée aux élémentsà assembler reste constante au cours du soudage. Si l’élémentinférieur est simplement posé sur la table de la soudeuse, lesdeux pièces peuvent glisser par rapport à l’outil pendant lesoudage. Les vibrations à haute fréquence réduisent notable-ment l’intensité des forces de frottement qui immobilisentnormalement les pièces en l’absence de vibrations. La figure10.48 représente un dispositif de fixation courant.

Les montages les plus fréquemment utilisés sont usinés oumoulés. Ils sont étudiés de manière à contenir l’élément infé-rieur à assembler et à le maintenir solidement dans la positionrequise. On n’est pas encore parvenu à démontrer si la piècedoit être parfaitement immobilisée pendant le soudage ou non.

On a obtenu les mêmes excellents résultats sur des pièces quiétaient maintenues, mais libres toutefois de vibrer, et sur despièces parfaitement bloquées.

Le dispositif de fixation doit être rigide de manière qu’ils’établisse un déplacement relatif entre la sonotrode et lemontage (ou enclume) qui se traduira dans la matière plas-tique par les actions conduisant au soudage des éléments. Onparvient à ce résultat soit en construisant un montage massifde faible hauteur, soit en accordant le montage pour une résonance d’un quart d’onde. Si l’utilisateur adopte par inad-vertance un montage d’une hauteur d’une demi-onde qui résonne donc à 20 kHz ou à une fréquence voisine, il peutrencontrer des difficultés dues au fait que le montage entreen résonance avec la sonotrode ce qui limite sérieusement laquantité d’énergie communiquée à la pièce. Si la fréquenceest légèrement différente de 20 kHz, il se produira des bruitsaigus et autres sons intempestifs dus aux battements desfréquences voisines.

Les variations de planéité ou d’épaisseur de certaines piècesmoulées susceptibles d’affecter la régularité du soudage peu-vent être compensées par l’emploi de dispositifs de fixationgarnis d’un doublage d’élastomère. Des bandes de caout-chouc ou des éléments en caoutchouc moulés et cuits per-mettent en se déformant de centrer correctement les piècesdans les montages sous des forces statiques normales, maisse comportent comme des matériaux très rigides lorsqu’ilssont soumis à des vibrations à haute fréquence. Une garni-ture de caoutchouc peut également contribuer à absorber lesvibrations parasites qui entraînent fréquemment la fissurationou la fusion des pièces en des points éloignés du joint soudé.Une table orientable que l’on peut incliner selon deux axesdans un plan parallèle à la face de la sonotrode constitue unautre dispositif pratique permettant d’assurer un centrage satisfaisant des pièces et de l’outil. Faute de disposer d’unetable orientable, on utilise fréquemment des cales en feuillard.

La production en grande série exige le plus souvent l’emploide dispositifs automatiques de manutention et de fixation despièces.

Dans le cadre de petites pièces, des trémies vibrantes ou desgoulottes d’alimentation amènent les pièces sur un plateaurotatif portant divers dispositifs de fixation des pièces. Onprocède fréquemment à plusieurs opérations de soudage suc-cessives correspondant aux différentes positions de la tabletournante.

Sonotrode

Pièce en plastique

Dispositif de fixation

Ejecteur pneumatique (facultatif)

Fig. 10.48 Dispositif de fixation

Etude des piècesL’étude de la pièce représente que l’on néglige fréquemmentà tort, jusqu’à ce que l’outillage ait été réalisé et que l’on aitprocédé aux premiers essais de soudage des pièces moulées.

a. Etude du jointLe dessin du joint est peut-être l’aspect le plus délicat de la géométrie des pièces destinées au soudage par ultrasons,en particulier dans le cas de plastiques à structure cristallineet à point de fusion élevé. Il est moins critique dans le cas du soudage des plastiques amorphes tels que les résines acry-liques. Il existe deux types principaux de joints, le joint à cisaillement et le joint à conducteur d’énergie.

Joint à cisaillementLe joint le plus avantageux dans le soudage par ultrasons des résines techniques de DuPont de Nemours est le joint àcisaillement. Il a été mis au point en 1967 par les ingénieursdu Centre Technique des matières plastiques à Genève et,depuis, il a été utilisé avec succès dans de très nombreusesapplications dans le monde entier. Les figures 10.49 et 10.50illustrent le joint à cisaillement standard.

La figure 10.51 représente quelques variantes du joint stan-dard, le contact initial entre les deux pièces est réduit à unepetite surface qui se présente ordinairement sous la formed’un décrochement ou d’un épaulement sur l’une des deuxpièces et sert à assurer le centrage des pièces.

Le soudage se déroule de la manière suivante: il se produitd’abord une fusion des surfaces en contact, puis les deux éléments pénètrent sur les parois verticales. Le frottement et l’étalement de la matière fondue entre les deux surfaces de jonction éliminent les fuites et les lacunes et permettentd’obtenir un joint très résistant et parfaitement étanche.

115

A

B

B

CE

BD

Dimension A: 0,2 à 0,4 mm.

Dimension B: Epaisseur de la paroi.

Dimension C: 0,5–0,8 mm. Epaulement permettant un positionnement précisdu couvercle.

Dimension D: Evidement facultatif, recommandé pour garantir un contact satisfaisant avec la surface de la sonotrode.

Dimension E: Profondeur de la soudure = 1,25 B à 1,5 B pour obtenir une résistance maximale du joint.

Fig. 10.49 Cotes généralement recommandées pour le joint à cisaillement

De tous les différents genres de joints, c’est le joint à cisail-lement qui exige l’énergie la plus faible et le temps de sou-dage le plus court. Ces avantages proviennent de la faiblesurface de contact initial et de la progression uniforme dusoudage à mesure que le plastique fond et que les pièces pénètrent l’une dans l’autre. La chaleur créée au droit du jointsubsiste jusqu’à l’arrêt des vibrations: en raison de la péné-tration des pièces et du frottement des surfaces, le plastiquefondu n’est pas exposé à l’air qui entraînerait un refroidisse-ment trop rapide.

Les graphiques de la figure 10.52 illustrent les résultats courants obtenus lors du soudage d’un joint à cisaillement.Ils indiquent la profondeur et la résistance de la soudure en

116

Avant soudage Pendant soudage

Après soudage

Bavure

Soudure

BavureDispositifde fixation

C

D

AB1

B

B1

E

Fig. 10.50 Joint à cisaillement – Séquence de soudage

Fig. 10.51 Variantes du joint à cisaillement

Fig. 10.52 Caractéristique d’une soudure sur joint à cisaillement

0,80 0,4 1,2 1,6

0,80 0,4 1,2 1,6

1

0

2

3

4

50

100

0

Weld time, s

Dep

th o

f wel

d, m

m

Weld time, s

Bru

st p

ress

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MP

aP

ress

ion

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t, M

Pa

Pro

fon

deu

r d

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so

ud

ure

, mm

Temps de soudage, s

Temps de soudage, s

fonction du temps de soudage. On constate que la profondeuret la résistance sont directement proportionnelles.

La résistance de la soudure est donc déterminée par la pro-fondeur de pénétration d’un élément dans l’autre et ce para-mètre dépend du temps de soudage et de la conception de la pièce. Il est possible de réaliser des joints plus résistantsque les parois que l’on assemble en dessinant les pièces demanière que la profondeur de pénétration (cote «E» de la figure 10.49) soit égale à 1,25 à 1,5 fois l’épaisseur de la paroi.

En ce qui concerne la conception du joint à cisaillement, ilfaut prendre en considération les points suivants: l’élémentsupérieur doit être aussi court que possible, il doit représen-ter en fait un simple couvercle. Les parois de l’élément infé-rieur doivent être maintenues au niveau du joint par un mon-tage qui épouse étroitement la forme extérieure de la piècepour éviter toute dilatation sous l’action de la pression aucours du soudage.

Si l’élément supérieur glisse latéralement par rapport à l’élément inférieur, il en résulte des soudures discontinuesou de qualité inférieure. C’est pourquoi l’ajustage des deuxéléments doit être aussi serré que possible avant soudage.Dans le cas de pièces de dimensions importantes, en raisondes éventuelles variations dimensionnelles, il convient d’adop-ter des variations du joint, telles que celles qu’illustre la figure 10.53.

Fig. 10.53 Variantes du joint à cisaillement pour pièces de dimensions importantes

Fig. 10.54 Chambrage à bavure pour joint à cisaillement

0,3 mm

Support

Lors du soudage par ultrasons, il arrive fréquemment que larésine fondue soit chassée du joint et produise une bavureextérieure et intérieure. Lorsque des considérations esthéti-ques ou fonctionnelles interdisent la présence de cette bavure,il est possible de ménager dans le joint un chambrage destinéà la dissimuler, tels que ceux qui sont représentés sur la figure 10.54.

Joints à conducteur d’énergieLe second des principaux types de joints est le joint à conduc-teur d’énergie représenté, avec diverses variantes, sur les figures 10.55, 10.56 et 10.57. Parmi ces différents modèles,c’est le joint de la figure 10.56 qui présente la résistance mécanique la plus élevée. Malgré la grande simplicité deconception du joint à conducteur d’énergie, il est extrême-ment difficile de réaliser avec ce joint des jonctions trèsrésistantes ou étanches sur des pièces en résines cristallinestechniques. Dans le cas de résines amorphes comme la résineacrylique, on obtient des joints résistants, mais il est néan-moins difficile de réaliser des jonctions étanches sur des pièces compliquées.

Dimension A: 0,4 mm. Lorsque B est compris entre 1,5 et 3 mm. Est proportionnellement supérieure ou inférieure à cette valeur pour les autres épaisseurs de paroi

Dimension B: Epaisseur de paroiDimension C: Evidement facultatif, recommandé pour garantir

un meilleur contact avec la surface de la sonotrodeDimension D: Jeu intérieur (0,05 à 0,15 mm)

Dimension A: 0,4 mm. Lorsque B est compris entre 1,5 et 3 mm.Est proportionnellement inférieure ou supérieurepour les autrès épaisseurs de paroi

Dimension B: Epaisseur de la paroiDimension C: Evidement facultatif recommandé pour garantir

un meilleur contact avec la surface de la sonotrode

60°

10°

10°

0,6 B

0,6 B0,4 B

1,5

B

B

C

A

0,5

BB

A

0,5

B

90°

D

0,6 B

B

1,4 B

B

A

B

C

Fig. 10.55 Joint à conducteur d’énergie

Fig. 10.56 Variation du joint à conducteur d’énergie

La particularité essentielle de ce type de joint est dû à la présence sur l’une des surfaces à assembler, d’un cordon à section en «V» appelé «conducteur d’énergie» qui sert àconcentrer l’énergie ultrasonore et à limiter le contact initialà une surface très réduite afin de garantir un chauffage et unefusion rapides. Dès que l’étroite surface de contact commenceà se ramollir et à fondre, l’impédance diminue et la fusion sepoursuit à plus grande vitesse. Le plastique du cordon conduc-teur d’énergie fond en premier et la résine fondue se répandsur les surfaces à assembler. Comme tous les plastiquesamorphes présentent une plage de ramollissement relative-ment large et mal définie plutôt qu’un point de fusion francet lorsque le plastique s’écoule dans le joint, la masse fondueconserve une quantité de chaleur suffisante pour assurer unefusion superficielle satisfaisante sur toute la largeur du joint.

DELRIN® , ZYTEL®, MINLON® et RYNITE® sont des résinescristallines qui ne subissent pas de ramollissement avant defondre, elles présentent un point de fusion franc et se com-portent différemment des matériaux amorphes. Lorsque lecordon en «V» fond et que le plastique s’écoule à la surfacedu joint, la résine exposée à l’air peut se cristalliser avantqu’une quantité d’énergie suffisante ait été dégagée pour assurer le soudage de toute la surface du joint. Pour obtenirune résistance satisfaisante, il est donc nécessaire de provo-quer la fusion de la surface de la jonction tout entière. (Dansle cas du ZYTEL®, l’exposition à l’air de la résine fondue àhaute température est susceptible de provoquer une dégrada-tion par oxydation qui conduit à des soudures fragiles.) Cette phase du cycle de soudage est assez longue, comme on le constate sur les graphiques des figures 10.58 et 10.59qui représentent des opérations de soudage courantes sur desjoints à conducteur d’énergie de pièces en DELRIN® et enZYTEL®.

117

Fig. 10.57 Variations du joint à conducteur d’énergie

Fig. 10.58 Variations de la pression d’éclatement en fonction du temps de soudage sur joint à «conducteur d’énergie»

0 0,40,2 0,80,6 1,21,0 1,61,4

7,5

10

12,5

15

5

2,5

0

Weld time, s

Bru

st p

ress

ure,

MP

a

DELRIN® 500 et 900F

DELRIN® 100

Temps de soudage, s

Pre

ssio

n d

’écl

atem

ent,

MP

a

Les lignes tiretées verticales indiquent le temps de soudage à partir duquel la bavure formée est excessive. L’apparitionde la bavure constitue un facteur limitatif dans la plupart desapplications. Pour des temps excédant cette limite, les résul-tats sont très variables, surtout dans le cas du ZYTEL®.

b. Etude des projets de piècesOn n’a pas encore déterminé de manière complète l’influencede la conception des pièces sur les résultats du soudage parultrasons. Il est toutefois possible de donner quelques princi-pes généraux concernant certains aspects de l’étude des piè-ces et la manière dont ils conditionnent le succès du soudage.

Un point important de l’étude de la pièce consiste à localiserla surface de contact de la sonotrode et de la pièce. Lors del’étude des différents modèles de joints, nous avons déjàmentionné certaines considérations concernant ce problème.

Il existe deux méthodes de soudage, le soudage «proche» et le soudage «lointain»: ces deux techniques sont illustréespar la figure 10.60. Elles se différencient par la distance quisépare la face de contact de la sonotrode et le plan du joint.Pour tous les plastiques, les meilleurs résultats sont obtenuspar la méthode de soudage proche. C’est pourquoi, chaque

118

Fig. 10.59 Variations de la pression d’éclatement en fonction du temps de soudage sur joint à «conducteur d’énergie»

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6

2,5

0

7,5

5

10

12,5

Weld time, s

Bru

st p

ress

ure,

MP

a

ZYTEL® 101 (sec)

Sonotrode

Soudage proche Soudage lointain

Fig. 10.60 Technique du soudage proche et du soudage lointain

Temps de soudage, s

Pre

ssio

n d

’écl

atem

ent,

MP

a
fois que cela est possible, les pièces doivent être conçues de manière que la surface de contact de la sonotrode sur lapièce se trouve directement au-dessus et le plus près possibledu joint.
Dans le soudage «lointain», la sonotrode repose sur l’élé-ment de la pièce à une certaine distance du plan du joint etc’est le plastique qui assure la transmission des vibrations aujoint. Les plastiques amorphes rigides transmettent très bienl’énergie ultrasonore alors que les plastiques rigides à struc-ture cristalline DELRIN® , ZYTEL®, MINLON® et RYNITE® peu-vent absorber les vibrations, au lieu de les transmettre, sanscréer une quantité appréciable de chaleur. En conséquence,ils sont plus difficiles à souder par la technique du soudagelointain.

Les plastiques peu rigides tels que le polyéthylène ne peuventêtre soudés que par la méthode de soudage proche. Etantdonné que le taux d’amortissement acoustique a une valeurélevée, ils atténuent fortement les vibrations ultrasonores quipénètrent dans la matière. Si la face de la sonotrode est tropéloignée du joint, l’énergie n’est pas transmise à ce dernieret le plastique fond à la surface de contact avec la sonotrode.

Les plastiques ont une aptitude de médiocre à transmettre les ondes transversales (ou de cisaillement). C’est pourquoiil est plus difficile de souder une pièce dont l’élément supé-rieur a une forme compliquée. Les vibrations sont atténuéesou absorbées partiellement aux arrondis, aux angles ou auxdiscontinuités tels que les bossages qui se trouvent sur lapartie de l’élément placée entre la sonotrode et le joint. Ilfaut donc prendre soin de les éviter.

Afin d’assurer une transmission maximale des vibrations, lespièces doivent comporter une surface plane au contact de laface inférieure de la sonotrode. Cette surface doit avoir unelargeur aussi grande que possible et doit entourer la zone du joint sans discontinuité. L’interruption du contact entre la sonotrode et la pièce peut provoquer des lacunes dans la soudure.

Il est recommandé de prévoir des congés sur toutes les piècesdestinées au soudage par ultrasons. Etant donné que toute lamasse des deux éléments à assembler est soumise à l’actiondes vibrations, il se produit une concentration de contraintesextrêmement élevées au droit des angles intérieurs vifs. Il enrésulte le plus souvent des ruptures ou une fusion localisée.On préconise des congés compatibles avec la pratique cou-rante de la conception des pièces et du moulage.

En raison des vibrations susceptibles de se propager, il estrecommandé de prendre des précautions lors du soudage depièces comportant des portées importantes et des prolonge-ments sans support. Les vibrations peuvent être suffisam-ment fortes pour détruire intégralement un ressort en consolequi saille de la paroi d’une pièce, par exemple. Dans le butd’amortir les vibrations, on peut prendre certaines mesures,par exemple utiliser des dispositifs de fixation doublés decaoutchouc ou fixer à la sonotrode un amortisseur en caout-chouc. On peut d’ailleurs tirer profit de ce phénomène. Desexpériences ont démontré que l’on peut procéder rapidementau dégrappage des pièces moulées en appliquant une énergieultrasonore aux canaux d’injection.

Paramètres du soudage par ultrasonsLes variables fondamentales du soudage par ultrasons sont letemps de soudage, le temps de maintien en pression, la pres-sion et l’amplitude des vibrations.

a. Temps de soudageLe temps de soudage correspond à la durée d’application desvibrations. Le temps de soudage adéquat est déterminé danschaque cas par des essais successifs. Il est important d’éviterune durée de soudage excessive. Outre qu’il se produit unebavure surabondante qui peut exiger une opération de déba-vurage, un temps de soudage trop prolongé peut conduire à une dégradation de la qualité de la soudure et à des fuitesdans les pièces qui requièrent un joint étanche. La tête desoudage est susceptible de marquer la surface de la pièce. Enoutre, comme il est indiqué sur la figure 10.44, un temps desoudage trop long peut entraîner une fusion et des rupturesde portions des pièces éloignées de la surface du joint, enparticulier sur les bossages, les filetages et aux angles inté-rieurs aigus des pièces moulées.

b. Temps de maintien en pressionLe temps de maintien en pression correspond au temps pen-dant lequel les pièces sont maintenues l’une contre l’autreaprès soudage et qu’elles refroidissent sous pression en l’absence de vibrations. Dans la plupart des applications, ce paramètre ne revêt pas une importance critique. Dans lamajorité des cas, il suffit d’une durée de 0,3 à 0,5 secondes,sous réserve qu’une sollicitation intérieure ne tende pas àdisjoindre les éléments soudés, comme dans le cas par exem-ple d’un ressort à boudin comprimé avant le soudage.

c. Amplitude des vibrationsL’amplitude des vibrations appliquée aux pièces à souder représente un paramètre d’une importance capitale. Afin degarantir une transmission rapide et efficace de l’énergie dansles pièces en résines techniques, il est nécessaire de disposerde vibrations de grande amplitude. Etant donné que le trans-ducteur fournit l’énergie sous une force élevée et une ampli-tude réduite, il est nécessaire d’augmenter l’amplitude avantd’atteindre la touche de la sonotrode. Cette dernière assureordinairement elle-même une certaine amplification de l’am-plitude due à sa forme. Lorsque la géométrie de la pièce exi-ge une tête dont la face terminale est de grandes dimensionsou de forme compliquée, l’amplification requise ne peut pasêtre obtenue par la tête seule. Dans ce cas, dans la plupartdes appareils industriels, on assure l’amplification au moyend’un élément intermédiaire accordé appelé «amplificateurd’amplitude». On trouve couramment dans le commerce desamplificateurs dont le taux d’amplification peut atteindre 2,5 :1. Il existe également des amplificateurs négatifs dont le«gain» est de 0,4 : 1 destinés aux sonotrodes qui conduisent à une amplitude excessive pour l’application considérée.

On utilise couramment des amplificateurs d’amplitude dontle rapport d’amplification est de 2 : 1 à 2,5 : 1 pour le soudagedes pièces en résines techniques, à l’exception des petitespièces qui permettent l’emploi de sonotrode à gain élevé.

L’augmentation de l’amplitude améliore la qualité de la sou-dure des pièces conçues avec un joint à cisaillement. Dans lecas du joint à «conducteur d’énergie», elle conduit non seu-lement à une qualité supérieure de la soudure mais contribueen outre à réduire le temps de soudage.

d. PressionLa pression appliquée pendant le soudage fournit l’effort statique requis pour assurer le «couplage» de la sonotrode et des pièces en plastique de manière que les vibrations puis-sent y être transmises. Cette même force statique assure lemaintien des 2 éléments l’un contre l’autre pendant la solidi-fication de la matière fondue dans le joint qui correspond au temps de maintien de pression du cycle de soudage. Pourgarantir un soudage satisfaisant, il est essentiel de détermineravec soin la pression optimale. Si elle est trop faible, l’appa-reil est inefficace et la durée du cycle de soudage est inutile-ment prolongée. Si la pression est excessive par rapport àl’amplitude de l’extrémité de la sonotrode, il se produit unesurcharge, un éventuel blocage de la tête et un amortissementnotable des vibrations. Le gain d’amplitude global que four-nissent l’amplificateur d’amplitude et la sonotrode est com-parable au rôle d’adaptateur que joue le rapport de la boîte de vitesses entre le moteur d’une voiture et les roues motrices.Dans le soudage par ultrasons, les fortes amplitudes exigentune pression réduite et les faibles amplitudes une pression élevée.

Ce fait se traduit par les courbes de la figure 10.61, obtenues enportant en ordonnées le rendement du soudage et en abscis-ses la pression pour trois valeurs différentes de l’amplitudecorrespondant à l’emploi des trois amplificateurs indiqués. Il existe plusieurs méthodes permettant de mesurer le rende-ment du soudage qui seront décrites en détail au chapitre suivant. Les courbes indiquent la relation qui existe entrel’amplitude et la pression et font apparaître en outre un effetd’une extrême importance.

A mesure que l’amplitude augmente, la plage de pression admissible diminue. C’est pourquoi il est particulièrementimportant de déterminer la pression optimale lorsque l’am-plitude est grande.

119

Fig. 10.61 Variations du rendement du soudage en fonction de l’amplitude et de la pression

Amplificateur 2:1

sansamplificateur

Amplificateur1,5:1

Pression de soudage

Ren

dem

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de

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Mode d’emploi du matérielLe succès du soudage par ultrasons est conditionné par l’uti-lisation convenable des équipements. Les consignes qui sui-vent serviront de guide dans l’emploi des soudeuses à ultra-sons destinées au soudage des pièces en résines techniquesde DuPont de Nemours.

a. Installation du matérielMontage de la sonotrodeAfin de garantir la transmission efficace des vibrations dutransducteur aux pièces à souder, il est nécessaire d’assem-bler très solidement le transducteur, la sonotrode et l’ampli-ficateur d’amplitude. Les faces du transducteur et des têtesde sonotrode respectent généralement des tolérances de pla-néité de quelques microns. Toutefois, afin de garantir uncouplage satisfaisant, il est recommandé de disposer entreles sonotrodes, soit une couche de graisse silicone épaisse,soit des disques minces de laiton ou de cuivre découpés dansdu feuillard de 0,05 à 0,08 mm.

Après le montage des sonotrodes, certaines soudeuses doiventsubir un ajustage manuel du générateur électronique. On mo-difie ainsi la fréquence du générateur d’une valeur très rédui-te, mais d’une grande importance afin d’accorder exactementcette fréquence sur la fréquence propre des sonotrodes. Surcertaines soudeuses, cet accord s’effectue automatiquement.Les manuels d’instructions des soudeuses indiquent le modeopératoire de cette opération s’il y a lieu. Il est nécessaire deprocéder à nouveau au réglage chaque fois que l’on remplaceun amplificateur d’amplitude ou une sonotrode. Si l’on neconnaît pas l’amplitude de vibration d’une sonotrode, il estfacile de la mesurer, soit au microscope, soit à l’aide d’uncomparateur. Si l’on désire mesurer exclusivement l’ampli-tude de la sonotrode, il ne faut pas monter d’amplificateur.Pour la mesure, on peut utiliser un microscope de grossisse-ment 100× dont l’oculaire est muni d’un réticule gradué. Vueau microscope, la surface usinée de la sonotrode au repos seprésente sous forme de crêtes et de creux alternés, brillantset obscurs. Lorsque la sonotrode vibre, l’image d’une crêtese transforme en un segment dont la longueur est égale àl’amplitude totale, c’est-à-dire à la course verticale de la têtede la sonotrode.

Il est possible d’utiliser un comparateur pour mesurer l’«am-plitude» proprement dite du mouvement vibratoire, c’est-à-dire la moitié de la course totale de la face de la sonotrode. Onplace le comparateur de manière que la touche soit en contactavec la face inférieure de la sonotrode et qu’elle puisse sedéplacer verticalement. On procède à la mise à zéro du com-parateur, la sonotrode étant au repos. Lorsqu’elle est miseen marche, la touche du comparateur s’abaisse. Etant donné

que le système mécanique du comparateur ne peut suivre lesdéplacements à haute fréquence de la sonotrode, la touches’immobilise et indique avec précision la longueur de lademi-course de la face de la sonotrode. On procède à cettemesure à vide, c’est-à-dire sans que la sonotrode effectue un soudage.

Bien que l’amplitude de la vibration soit réduite lors de l’ap-plication de la pression maximale de soudage, la mesure del’amplitude à vide permet de connaître une valeur très utilede ce paramètre important du soudage.

120

Centrage des pièces et du montage de fixationIl est nécessaire que les pièces, le dispositif et la sonotrodesoient convenablement centrés de manière à ce que la pres-sion et les vibrations soient appliquées afin d’obtenir unifor-mité et reproductibilité. Comme on le voit sur la figure 10.41,le transducteur de la soudeuse est fixé sur un support. L’en-semble coulisse verticalement sur ce support sous l’actiond’un vérin pneumatique. En réduisant la pression, il est facilede manœuvrer le transducteur à la main. Après avoir montéles pièces dans un dispositif de fixation approprié, on abaissela sonotrode à la main et on centre alors le montage puis onle bloque en place.

Il existe plusieurs manières d’assurer le centrage des pièceset du dispositif de fixation dans un plan parallèle à la face inférieure de la sonotrode. Par exemple, on place une feuillede papier carbone et une feuille de papier blanc entre la sonotrode et la pièce. On règle le temps de soudage à sa valeur minimale. Lorsque la sonotrode est mise en marche,on obtient une impression sur le papier blanc et les variationsde valeur des zones sombres correspondent aux variations de la pression. Cette méthode se prête aussi bien aux joints à cisaillement qu’aux joints à «conducteur d’énergie».

La précision du parallélisme revêt une importance moins cri-tique dans le cas des joints à cisaillement que dans le cas desjoints à conducteur d’énergie. Etant donné la profondeur dela soudure et l’étalement de la résine fondue dans le premiercas, de petites variations du parallélisme n’affectent pas demanière appréciable la résistance ou l’étanchéité de la sou-dure. Pour la même raison, les joints à cisaillement permet-tent des déformations et un gauchissement plus importants.La précision du centrage est essentielle lorsque les dimen-sions des pièces assemblées doivent respecter des tolérancescritiques.

Dans le cas des joints à «conducteur d’énergie», il est possi-ble d’utiliser une autre technique. On commence par réglerle temps de soudage à une valeur telle que l’on obtienne unelégère bavure au joint entre les deux éléments. On règle alorsla position du dispositif de fixation, en interposant un feuil-lard afin d’obtenir une bavure régulière sur toute la longueurdu joint.

Toutes les soudeuses comportent un dispositif de réglage dela hauteur du transducteur par rapport à la table de la machine.Il convient d’ajuster la hauteur de manière à ce que la coursedescendante du transducteur soit inférieure à la course maxi-male admissible de la soudeuse. Faute de quoi, la pressionappliquée pendant le soudage risque d’être insuffisante ou irrégulière.

Certaines soudeuses exigent le réglage d’un interrupteur à butée après le montage des sonotrodes, le centrage des pièceset de leur montage de fixation.

L’interrupteur ferme le circuit qui alimente le transducteuren énergie et enclenche simultanément la minuterie qui règlele temps de soudage. L’interrupteur doit être réglé de maniè-re à enclencher la soudeuse un peu avant que la sonotroden’entre en contact avec les pièces, afin d’éviter son blocagelors de la mise en marche si elle est déjà soumise à la pres-sion maximale. Les soudeuses de construction récente sont

mises en marche par un interrupteur sensible à la pression etn’exigent donc pas le réglage de la hauteur par un interrup-teur à butée.

b. Optimisation du cycle de soudagePour chaque application, il est nécessaire de régler à leur valeur optimale l’amplitude, la pression pendant le soudageet le temps de soudage. On étudie indépendamment chaquevariable en procédant au soudage de plusieurs groupes depièces pour des valeurs différentes de la variable considérée,les autres paramètres étant maintenus constants. On examinechaque soudure, on procède à des mesures et on note les résultats, puis on détermine la valeur optimale de la variableétudiée.

Il existe plusieurs moyens d’évaluer la qualité ou l’efficacitédu soudage dans le but de déterminer les conditions optima-les de l’opération. On peut mesurer la profondeur de la sou-dure (dans le cas du joint à décrochement) ou procéder à desessais sur des pièces soudées tels qu’essais d’éclatement ou essais de rupture ou encore observer les indications desappareils de mesure de la charge ou du rendement du généra-teur. Le moyen adopté dépend des exigences imposées auxpièces en service.

La meilleure précision est atteinte par les mesures effectuéeslors des essais physiques. C’est cette méthode qu’il convientd’envisager surtout dans le cas de récipients sous pressiontels que les réservoirs des briquets à gaz et les flacons aéro-sol dans lesquels les essais d’éclatement revêtent une impor-tance capitale. Ces essais sont très longs et exigent unemain-d’œuvre importante. C’est pourquoi on ne doit les effectuer que lorsque cela s’avère nécessaire.

Dans le cas de joints à cisaillement, on peut mesurer la pro-fondeur de la soudure (ou la hauteur des pièces soudées).C’est une méthode moins coûteuse et moins longue qui garantit une précision suffisante pour la détermination desconditions optimales. On a constaté qu’il existe une excellentecorrélation entre la profondeur de la soudure et sa résistance.

La plupart des générateurs sont équipés de wattmètres quifournissent une indication du rendement du soudage. L’obser-vation de cet appareil de mesure au cours du soudage est uneméthode particulièrement simple, mais elle est peu précise.

Pression et amplitudePour atteindre les conditions optimales de soudage, la pre-mière chose à faire est de choisir une sonotrode et un ampli-ficateur d’amplitude qui fournissent l’amplitude nécessaire.Il est utile, mais non indispensable, de connaître l’amplitudespécifique «à vide» de la sonotrode ou de l’ensemble sono-trode/amplificateur.

Lors de la détermination des valeurs optimales de la pressionet de l’amplitude, le temps de soudage doit rester constant.Pour les joints à cisaillement, il est recommandé d’adopterun temps relativement court (0,03 à 0,6 secondes). Pour lesjoints à conducteur d’énergie, il est recommandé d’adopterdes temps de soudage plus longs. Le temps de maintien enpression doit être constant. Sa valeur n’est pas critique et on peut utiliser la même durée pour toutes les opérations desoudage.

On procède au soudage d’un certain nombre de pièces à despressions différentes, par exemple 0,15 – 0,20 – 0,25 – 0,30– 0,35 MPa. On peut alors tracer une courbe analogue à cellede la figure 10.61 en portant le rendement du soudage (lec-ture du wattmètre, profondeur de la soudure ou essai phy-sique) en fonction de la pression pour déterminer la valeuroptimale de la pression pour l’amplitude adoptée. En réalité,on n’obtiendra pas une courbe mais une bande étroite corres-pondant à la dispersion des mesures. La pression optimaleest indiquée par le groupe de valeurs les plus élevées et défi-nies avec le moins de dispersion. Pour serrer de plus près lavaleur optimale de la pression, il peut être intéressant de pro-céder à d’autres essais de soudage à des valeurs intermé-diaires de la pression. Par exemple, si le maximum semblese placer entre 0,15 et 0,25 MPa, on effectuera des essais à0,18 et 0,22 MPa.

L’amplitude optimale se détermine en répétant le mode opé-ratoire indiqué ci-dessus en adoptant des valeurs de l’ampli-tude supérieures et inférieures. On y parvient en montant desamplificateurs d’amplitude différents. Si l’on n’observe pasde différence marquée sur plusieurs amplitudes différentes(ce peut être le cas lorsque l’on mesure la profondeur de la soudure d’un joint à cisaillement), adopter l’amplitude la plus grande.

Temps de soudageLe temps de soudage est le dernier paramètre à déterminer.En adoptant l’amplitude choisie et la pression optimalecorrespondant à cette amplitude, on procède au soudage de pièces en réglant le temps de soudage à des valeurs supé-rieures et inférieures à la valeur initialement adoptée jusqu’àobtenir la profondeur de soudure et la résistance du jointrequises ainsi qu’un aspect convenable.

L’aspect des pièces est souvent très important dans le choixdes conditions de soudage. Dans bien des cas, il n’est paspossible d’obtenir une résistance élevée sans laisser apparaîtresur la pièce une bavure extérieure visible, sauf si l’on a pré-vu dans le joint un chambrage destiné à dissimuler la bavure(voir Conception des joints). Certaines applications peuventexiger une opération d’ébavurage.

Il est possible de simplifier considérablement la détermina-tion des conditions optimales du soudage en se basant sur l’expérience acquise dans les applications antérieures du soudage par ultrasons.

Performances du soudage

a. Influence des caractéristiques des matériauxLes caractéristiques propres des plastiques conditionnent lesrésultats obtenus par le soudage par ultrasons. Fréquemment,les paramètres mêmes qui conduisent au choix d’une matièreplutôt qu’une autre dans une application déterminée contri-buent à rendre le soudage plus difficile. La différence despoints de fusion et de la cristallinité entre les différentes matières influence notablement les paramètres de réglage pourune bonne soudure. La rigidité du matériau à souder consti-tue une propriété importante que peuvent affecter les condi-tions de température et d’hygrométrie de l’environnement.

121

L’addition d’autres substances telles que pigments, agents de démoulage, charges de fibre de verre ou autres fibres derenfort agit de manière encore plus importante sur les perfor-mances du soudage.

Résines acétals DELRIN®

DELRIN® est un plastique cristallin présentant un point de fu-sion franc, une résistance mécanique, une dureté et une rigi-dité élevées aux fortes températures. Parmi les deux nuancesde DELRIN® de viscosité différente à l’état fondu, les piècesen DELRIN® 500 se soudent plus facilement que les pièces enDELRIN® 100 dont la viscosité est plus élevée. La différenceest peu sensible dans le cas d’un joint à cisaillement maiselle est plus marquée avec les joints à conducteur d’énergie.On peut également souder le DELRIN® 570 qui est une qualitéchargée de fibres de verre. Comme déjà mentionné, l’additionde lubrifiants et de pigments affectent le soudage de manièretrès peu sensible. L’humidité atmosphérique ne semble pasavoir d’influence sur le soudage des pièces en DELRIN®.

Résines polyamides ZYTEL®

Les résines de polyamides ZYTEL® sont également des plas-tiques cristallins à point de fusion élevé. On a constaté desdifférences dans les résultats du soudage obtenus avec les diverses qualités de ZYTEL®.

Les pièces moulées en ZYTEL® 101 et autres nylon 66 se sou-dent avec la même facilité que les pièces en DELRIN® . Toute-fois, il est nécessaire dans ce cas que les pièces soient sèchescomme «au sortir du moule». L’influence de l’humidité surle soudage des pièces en ZYTEL® est étudiée au paragraphe b)ci-dessous.

Les pièces moulées en ZYTEL® 408 et autres nylon 66 modi-fiés peuvent être soudées par ultrasons, mais l’opération estun peu plus longue (temps de soudure) que dans le cas duZYTEL® 101. La rigidité légèrement plus faible de ces résinessoulève certains problèmes de marquage des pièces et de for-mation de bavures au contact de la sonotrode.

Etant donné la rigidité qu’elles présentent «au sortir du moule», les pièces moulées en ZYTEL® 151 et autres nylons612 se soudent un peu plus difficilement que les pièces enZYTEL® 101. Ces résines se caractérisent par leur absorptiond’humidité très réduite.

C’est pourquoi, à l’exception des applications particulière-ment délicates, il n’est pas nécessaire de conserver les piècesà l’état sec avant le soudage.

Les pièces en résine polyamide ZYTEL® renforcée de fibres deverre peuvent être soudées par ultrasons parfois même plusfacilement que les pièces en résine non chargée. Les résinesde la gamme ZYTEL® 70G et 79G se soudent en donnant unerésistance égale seulement à celle de la résine de base parceque la soudure elle-même n’est pas renforcée de fibres deverre.

En conséquence, s’il est nécessaire de disposer d’un jointsoudé aussi résistant que la résine renforcée, il est nécessaired’augmenter la surface du joint par rapport à l’épaisseur dela paroi. On y parvient facilement avec un joint à cisaillement.

122

De toutes les nuances de résine ZYTEL® renforcées, leZYTEL® 79G13 est le plus difficile à souder. Malgré uneteneur en fibres de verre de 13%, il peut se produire une bavure et un marquage excessifs au contact de la sonotrode.

Résines thermoplastiques techniques MINLON®

La base de la résine étant un polyamide 66, les remarquesfaites au point 2 sur le ZYTEL® renforcé de fibres de verresont également valables pour le MINLON®. Celui-ci chargé de40% de fibres minérales lui donne une rapidité de soudureétonnante (30 à 50% plus rapide que pour du DELRIN® 500).Nous avons constaté toutefois une sensibilité des pièces auxangles vifs, points d’injection mal coupés ou autres élémentsmal supportés qui peuvent se rompre sous l’effet des ultra-sons. Une attention particulière doit être apportée à la concep-tion des pièces plus spécialement avec la qualité MINLON®

10B140.

Résines polyesters thermoplastiques RYNITE®

Cette résine de polyester renforcée de fibres de verre se sou-de facilement grâce à sa rigidité élevée. Le joint à cisaille-ment sera préféré dans tous les cas pour une résine cristallinede cette nature qui est souvent utilisée pour des applicationstrès fortement sollicitées et parfois à température élevée.

Il peut se produire de légères brûlures au contact de la sono-trode si le temps de soudage est prolongé.

b. Influence de l’humidité sur le ZYTEL®

Après le moulage, les résines polyamides absorbent un peuplus d’humidité atmosphérique que la plupart des autresplastiques. Lorsque cette humidité se répand sur les surfacesdu joint au cours du soudage, elle affecte notablement laqualité de la soudure. Si l’on désire obtenir les meilleurs ré-sultats, il faut souder les pièces de ZYTEL® par ultrasons soitimmédiatement après moulage, soit en les conservant dansl’état qu’elles présentent au sortir du moule. Comme le mon-tre la figure 10.62, il suffit d’exposer des pièces pendant unou deux jours à une humidité relative de 50% à 23° C pourréduire la qualité de la soudure de 50% ou davantage.

0 1 10 100

20

10

0

50

40

30

80

70

60

90

Exposure time, h

Wel

d st

reng

th, M

Pa

Fig. 10.62 Résistance de la soudure en fonction du temps d’exposition(avant soudage), à l’air à 23°C et 50% H.R. pour la résinepolyamide ZYTEL® 101 NC010

Temps d’exposition, h

Rés

ista

nce

de

la s

ou

du

re, M

Pa

En prolongeant le temps de soudage, il est possible d’obvierà cette chute de qualité des soudures mais le plus souventc’est au prix d’une bavure importante et d’un fort marquageau contact de la touche de la sonotrode. Ainsi qu’on le voitsur la figure 10.44, la température de la pièce à proximité de la sonotrode se rapproche de celle du joint le soudage desorte que l’allongement de la durée du cycle de soudage peutsoulever des problèmes particulièrement graves.

On peut conserver les pièces sèches pendant une durée pou-vant atteindre plusieurs semaines en les enfermant herméti-quement dans des sacs de polyéthylène immédiatement aprèsmoulage. Pour des périodes plus longues, on prendra desmesures de protection plus efficaces en utilisant des pots, bidons ou sacs imperméables thermo-soudables en matériau«barrière». Les pièces ayant absorbé de l’humidité peuventêtre séchées dans une étuve avant soudage. Les méthodessont indiquées dans les manuels relatifs à la conception et au moulage des pièces en ZYTEL®.

c. Pigments, lubrifiants et agents de démoulageL’influence des pigments sur le soudage par ultrasons peutêtre considérable. La plupart des pigments sont des composésminéraux et on les utilise couramment à des concentrationsvariant de 0,5 à 2%. L’appareil de soudage étant réglé pourles conditions qui donnent des soudures de bonne qualité surdes pièces en résine non pigmentée, la qualité des souduressur pièces pigmentées peut être notablement réduite. La qua-lité médiocre des soudures se traduit surtout par une résistan-ce réduite en une fragilité plus grande.

On n’a pas encore élucidé le mécanisme par lequel les pig-ments affectent le soudage. La présence de pigments sembleagir sur la création de la chaleur à la jonction des éléments àsouder. Il est souvent possible de compenser l’action néfastedes pigments sur la qualité des soudures en augmentant letemps de soudage des pièces en résine pigmentée. Il peutêtre nécessaire d’accroître le temps du soudage de 50% oudavantage. Toutefois, l’augmentation de la durée du soudageest susceptible de conduire à des effets indésirables tels quel’apparition de bavure excessive et d’un marquage des piècesau contact de la sonotrode.

Lorsque l’on envisage d’assembler des pièces moulées en résine pigmentée par soudage par ultrasons, il est recomman-dé de procéder à des essais de soudage sur prototypes moulésafin de déterminer si l’opération est réalisable. Dans bien desapplications commerciales, la résistance et la ténacité de la soudure ne revêtent pas une importance critique. L’emploide colorants qui n’affectent pas de manière appréciable lesoudage par ultrasons peut constituer une variante acceptable.

Les remarques ci-dessus s’appliquent également au soudagedes matériaux contenant des lubrifiants et des agents de démoulage, qu’ils soient inclus dans la résine ou ajoutés ultérieurement. Des proportions relativement réduites de cesproduits semblent affecter le mode de création de la chaleurdans le joint au cours du soudage. Bien qu’un accroissementdu temps de soudage puisse remédier dans une certaine mesure à cette influence, il peut entraîner les difficultés quiont déjà été mentionnées précédemment. Si des agents de démoulage sont pulvérisés dans l’empreinte du moule lors

de l’injection de matériau non lubrifiés par ailleurs, les piècescorrespondantes doivent être soigneusement nettoyées préalablement au soudage.

Autres techniques d’assemblage par ultrasons

a. Rivetage par ultrasonsIl est possible d’utiliser la soudeuse à ultrasons pour l’assem-blage par rivetage de pièces en résines techniques et de pièces constituées de matériaux différents, généralement enmétal. Un téton dépasse de la pièce en plastique et traversela seconde pièce. Une sonotrode de forme est mise en contactavec l’extrémité du téton qui fond en formant une tête de rivet. Il en résulte un assemblage solide parce qu’il ne seproduit aucune reprise élastique, comme c’est le cas dans le rivetage ou bouterollage à froid.

La figure 10.63 montre les formes possibles de la tête de lasonotrode et de la pièce en plastique. Le volume de plastiquerefoulé est égal au volume de la cavité de la sonotrode. Onpeut adopter des formes variées pour répondre aux exigencesparticulières. Autant que possible, il faut prévoir une gorge à la base du téton et un congé au bord du trou de la piècemétallique. Cette disposition accroît la résistance et la rigi-dité du rivetage. Il est déconseillé de prévoir une tête plusmince que celle qui est représentée ci-dessous.

b. Soudage de rivets par ultrasonsLe soudage de rivets par ultrasons est une technique qui per-met d’assembler des pièces en plastique en un seul point ouen plusieurs points.

Dans bon nombre d’applications exigeant un assemblagepermanent, il n’est pas nécessaire de prévoir une soudurecontinue. Fréquemment, les dimensions et la complexité despièces limitent sérieusement le nombre des points d’attacheet l’emplacement des soudures. Dans le cas de matériauxdissemblables, cet assemblage s’effectue généralement parbouterollage à froid, par rivetage par ultrasons ou par posede rivets ou de vis. Dans le cas de pièces réalisées dans lemême plastique, le soudage de rivets par ultrasons remplitcette fonction plus facilement et plus économiquement. En raison de la faible surface de la soudure, l’énergie requiseest réduite et le cycle de soudage est court, presque toujoursinférieur à 0,5 seconde.

Parmi les nombreuses applications qui se prêtent au soudagepar ultrasons on peut citer les châssis de pendulettes, les mi-nuteries, les dispositifs électro-mécaniques, les connecteursélectriques et les rotors de pompes.

123

Pièce en métal ou plastique

Pièce en plastique

Rayon 0,25 D

D1,6 D

2 D

0,5 D

0,5 D

Sonotrode

Embout interchangeable

Fig. 10.63 Rivetage par ultrasons

La figure 10.64 représente un rivet avant, pendant et aprèssoudage. Le soudage s’effectue sur la circonférence du rivet.La résistance de l’assemblage est fonction du diamètre du rivet et de la profondeur de la soudure. La résistance à latraction maximale s’obtient pour une profondeur de soudureégale à la moitié du diamètre. Dans ce cas, la soudure estplus résistante que le rivet lui-même. L’excès de diamètre ouinterférence radiale A doit être régulier et de 0,25 à 0,4 mmen général, pour des rivets d’un diamètre inférieur ou égal à 13 mm. Les essais ont démontré qu’en augmentant «A», on n’accroît pas la résistance du joint mais on augmente letemps de soudage. Par exemple, des rivets de 5 mm de dia-mètre présentant une interférence de 0,4 mm exigeaient untemps de soudage quatre fois plus long que dans le cas d’uneinterférence de 0,25 mm pour la même profondeur de soudure.Afin d’éviter la rupture, le trou doit se trouver à une distancesuffisante du bord.

Dans le joint, le décrochement peut se trouver à l’extrémitédu rivet ou bien à l’entrée du trou, comme indiqué sur plu-sieurs des exemples représentés. Lorsqu’on adopte la dernièresolution, on prévoit un léger chanfrein afin d’obtenir un cen-trage rapide.

Afin de réduire la concentration des contraintes pendant le soudage et en service, il convient de prévoir un congé à grand rayon à la base du rivet. Si en outre on abaisse lecongé sous la surface du contact, on constitue ainsi un cham-brage qui reçoit la bavure et permet un contact parfait dessurfaces des deux pièces.

La figure 10.65 montre d’autres méthodes de rivetage. Il estpossible d’immobiliser une troisième pièce d’un matériaudifférent comme en A. La figure B montre un système d’assemblage par rivet en plastique moulé indépendant quiremplace les vis auto-taraudeuses ou les rivets métalliques.Contrairement aux dispositifs de fixation métalliques, cesystème conduit à un assemblage relativement exempt decontraintes.

La figure 10.66A illustre une variation que l’on peut utiliserdans les cas où l’aspect extérieur est essentiel. Le rivet estsoudé dans un bossage creux. Le diamètre extérieur du bos-sage ne doit pas être inférieur au double du diamètre du rivet.Dans le cas du soudage d’un rivet dans un trou borgne, il fautprévoir une évacuation de l’air. Par exemple: un trou centraltraversant le goujon ou une fente fine ménagée dans la paroiintérieure du bossage.

124

Fig. 10.64 Soudage de rivets par ultrasons

Dimension A: 0,25 à 0,4 mm pour D jusqu’à 13 mm

Dimension B: Profondeur de la soudure. B = 0,5 D correspond à larésistance maximale (le rivet casse avant rupture dela soudure)

Dimension C: 0,4 mm longueur d’engagement minimum

Dimension D: Diamètre du rivet

B

A

D

Avant soudage Durant soudage Après soudage

C

Lorsqu’il importe de limiter le déplacement relatif possibleentre les deux pièces pendant le soudage par exemple lors-qu’il faut positionner des engrenages ou d’autres organes intérieurs entre les pièces, il faut envisager l’emploi d’un rivet à double épaulement tel que celui qui est représenté sur la figure 10.66B.

Cette disposition réduit le déplacement de 50%, mais la surfacede contact et la résistance de la soudure restent les mêmes.

Cette variante peut également être utile pour le soudage derivet dans des parois minces (1,5 mm), comme représenté sur lafigure 10.67. Dans le joint à simple épaulement, la longueurd’engagement requise du rivet réduit la surface disponible etla résistance de la soudure.

On utilise des sonotrodes sans embout de forme spéciale(telles que celles qu’exige le rivetage par ultrasons). Il fautégalement adopter une sonotrode à gain élevé. Les meilleursrésultats sont obtenus lorsque la tête de la sonotrode est encontact avec la pièce directement au-dessus du rivet et sur la face la plus proche du joint. Lorsque l’on soude plusieursrivets sur une même pièce, il suffit souvent d’utiliser une seulesonotrode. Si les rivets sont trop éloignés les uns des autres(plus de 75 mm entre les rivets extrêmes), on peut générale-ment utiliser plusieurs petites sonotrodes séparées alimentéessimultanément. Nous avons déjà mentionné dans le présentrapport plusieurs systèmes de soudage susceptibles de réali-ser cette opération.

A B

Avant Après Avant Après

A – Trou borgne B – Double joint

AvantAprès Avant Après

2 B

B

Fig. 10.65 Variantes du soudage de rivets par ultrasons

Fig. 10.67 Soudage de rivets par ultrasons sur pièces à parois minces

Fig. 10.66 Variantes du soudage de rivetsT

0,4

mm

T = épaisseur

0,5

T

Avant Après Avant Après

0,4 mm0,25 mm

0,2 mm

c. Insertion par ultrasonsLa pose d’inserts ou de prisonniers métalliques dans des piè-ces en résine technique peut s’effectuer par ultrasons et ceprocédé constitue une variante du surmoulage ou de la poseà la presse. Elle présente sur le surmoulage plusieurs avan-tages:

– Elimination de l’usure et de la détérioration des moules.

– Elimination du préchauffage et de la pose des prisonniersdans le moule.

– Réduction de la durée du cycle de moulage.

– Tolérances moins serrées sur les dimensions des inserts.

– Réduction importante des contraintes dans les bossagessupportant les inserts.

On peut introduire les prisonniers dans une pièce moulée paraction de la sonotrode sur la pièce métallique ou bien coifferle prisonnier au moyen de la pièce, comme on le voit sur lafigure 10.68.

Il existe dans le commerce une grande variété d’inserts à posepar ultrasons et tous suivent des principes de conception toutà fait analogues. La pression et les vibrations ultrasonoresagissant sur le prisonnier provoquent la fusion du plastique à l’interface de contact entre le métal et le plastique et le pri-sonnier pénètre alors dans le trou moulé ou foré dans la pièce.Le plastique fondu et refoulé par les parties de l’insert de plusgrand diamètre, s’écoule dans un ou plusieurs chambrages et se solidifie, bloquant ainsi le prisonnier en place. Pour permettre d’éviter toute rotation sous l’action des efforts detorsion, les inserts portent des méplats, des encoches ou unmoletage longitudinal. Le volume du plastique refoulé doitêtre égal ou légèrement supérieur au volume de l’espace librecorrespondant aux créneaux et aux rainures du prisonnier.

SécuritéLe soudage par ultrasons peut être exécuté en toute sécurité.Toutefois, il est nécessaire de prendre certaines précautionsafin d’assurer cette sécurité.

a. Les soudeuses par ultrasons doivent être munies de com-mutateurs de manœuvre doubles pour garantir que les

Fig. 10.68 Insertion par ultrasons

Sonotrode

Prisonnier métallique

Pièce en plastique

AprèsAvant

deux mains de l’opérateur sont hors de portée de la sono-trode lors de sa mise en marche. Il faut en outre monterun interrupteur d’arrêt de sûreté permettant d’arrêter lasoudeuse à n’importe quel moment du cycle ou du mou-vement descendant.

b. En aucun cas, il ne faut saisir la sonotrode pendant qu’ellevibre ou abaisser, sous pression pneumatique, l’outil surla main. Dans le premier cas, il peut en résulter une légèrebrûlure de l’épiderme et dans le second, des brûlures gra-ves ainsi qu’un pincement mécanique dangereux.

c. Les soudeuses opèrent à une fréquence de 20000 cycles/s,c’est-à-dire au-delà du seuil d’audibilité pour la plupartdes personnes.

Certaines personnes peuvent cependant être affectées parcette fréquence et par les harmoniques de fréquence infé-rieure engendrées dans le support de la soudeuse ou lespièces à souder. On peut monter une enceinte protectricemunie d’un doublage absorbant, analogue à celle qui estreprésentée sur la figure 10.69, dans le but de réduire lebruit et les autres effets éventuels provoqués par les vibra-tions. L’enceinte doit envelopper complètement l’appareilet ne pas se limiter à un simple écran. S’il n’est pas pos-sible de prévoir cette disposition, il est nécessaire que tousles opérateurs travaillant sur la chaîne de production et toutle personnel travaillant à proximité des soudeuses portentdes casques de protection phonique.

Le personnel de laboratoire qui travaille occasionnellementsur les soudeuses à ultrasons doit également porter des dis-positifs de protection auriculaire si les sons émis par les sou-deuses provoquent des effets désagréables. Certaines sono-trodes, dont la forme se rapproche de celle d’une cloche, sontsusceptibles d’émettre des vibrations sonores extrêmementintenses, si elles sont utilisées de manière inappropriée. Cesvibrations peuvent provoquer des nausées, des étourdisse-ments, voire des traumatismes auriculaires permanents.

125

Fig. 10.69 Enceinte de protection phonique

Soudage par vibration

IntroductionLe soudage par vibration en tant que tel est connu depuis denombreuses années, est appliqué dans certains domaines par-ticuliers. DuPont de Nemours a toutefois développé et amé-lioré cette technique dans une mesure permettant son utilisa-tion dans le champ étendu des matières plastiques techniques.De plus, la société a été la première à construire des matérielsprototypes appropriés, afin de démontrer la faisabilité et l’uti-lité de cette méthode d’assemblage des pièces plastiques industrielles.

Le soudage par vibration est une technique simple qui n’exi-ge aucun équipement mécanique ou électrique sophistiqué.Le cycle de soudage peut se diviser en plusieurs phases, énu-mérées ci-dessous:

1. Les deux pièces sont placées sur la machine, dans desgabarits de forme appropriée.

2. Les gabarits se déplacent l’un vers l’autre pour amener encontact les faces du joint sous une pression constante.

3. Les vibrations, créées par un train d’engrenages ou par unélectro-aimant, sont transmis aux gabarits et, à travers eux,vers les surfaces du joint. Le mouvement des deux piècesintervient dans des directions opposées, créant ainsi unedifférence de vitesse relative au niveau des faces de sou-dage. Sous l’effet du frottement, la température s’élèveimmédiatement, et atteint le point de fusion du plastique,généralement en moins d’une seconde.

4. Après un temps pré-établi, un dispositif électrique decontrôle arrête les vibrations, la pression sur le joint étantmaintenue. Simultanément, les pièces sont convenablementpositionnées l’une par rapport à l’autre.

5. La pression est maintenue pendant quelques secondes pourpermettre la solidification de la matière. Les gabarits sontalors ouverts et les pièces soudées sont éjectées.

Principes de baseLes différentes méthodes destinées à joindre des pièces ther-moplastiques se différencient essentiellement par le moyenmis en œuvre pour engendrer la chaleur à la surface du joint.

Les procédures actuellement connues peuvent se diviser endeux groupes fondamentalement différents:

1. La chaleur requise pour atteindre le point de fusion estfournie par une source extérieure. C’est le cas avec le sou-dage à la plaque chaude, par induction ou à l’air chaud.

2. La chaleur nécessaire est directement engendrée au niveaude la surface du joint par l’action du frottement. Les mé-thodes les mieux connues utilisant cette procédure sont le soudage par rotation et le soudage par ultrasons. Ellesprésentent un avantage évident: la résine fondue n’est jamais exposée à l’air libre. Sont ainsi écartés les risquesde décomposition ou d’oxydation qui doivent être évitéspour certains plastiques.

126

Toutefois, le soudage par rotation est limité aux piècescirculaires qui, en outre, ne nécessitent aucun positionne-ment. Lorsque les deux objets doivent être joints dans uneposition relative exacte, le soudage par rotation devienttrès onéreux car il n’existe pas de moyen simple pourremplir cette condition.

Le soudage par vibration appartient au second groupe, car il produit la chaleur par l’intermédiaire du frottement crééentre les deux faces du joint. Contrairement à la technique de soudage par rotation, il n’est pas limité aux pièces circu-laires. Il est applicable à presque toutes les configurationsdans la mesure où les pièces sont conçues de façon à permet-tre une vibration libre à l’intérieur d’une amplitude donnée.

Définition du centre de mouvementLe centre autour duquel les deux pièces vibrent peut être localisé:

a. à l’intérieur de l’aire du joint;

b. à l’extérieur de l’aire du joint;

c. à une distance infinie, dans ce cas le mouvement devientlinéaire.

Sur la base de ce qui précède, il est possible de définir deuxvariantes distinctes: Soudage angulaire et soudage linéaire.

a. Centre de mouvement à l’intérieur de l’aire du jointToutes les pièces ayant un joint de soudure parfaitementcirculaire vibrent logiquement autour de leur propre cen-tre, comme joint de soudure doté d’un profil en V, tel queceux décrites dans le chapitre «Pièces circulaires». Toutesles pièces non circulaires doivent naturellement être dotéesde surfaces de joint planes. Les pièces de forme irrégulière,comme par exemple celle de la figure 10.71B, peuventencore tourner autour d’un centre intérieur. Ce dernier devra toutefois être localisé en un point permettant la plusfaible différence possible en vitesse circonférencielle.

L’expérimentation a montré que si le rapport X/Y dépasseenviron 1,5, le centre de mouvement doit être placé à l’extérieur du joint.

X

Y

A B

X = distance maximale jusqu’au centre de mouvement

Y = distance minimale

Fig. 10.71 Formes de joints de soudage

Les pièces présentant une aire de soudage rectangulaire, analogue à celle représentée sur la figure 10.72A peuventégalement tourner autour de leur propre centre dans lamesure où le rapport mentionné précédemment n’est passupérieur à environ 1,5 à 1,0.

Dans le cas d’une forme telle que celle illustrée sur lafigure 10.72B, le centre de mouvement doit être localisé àl’extérieur afin d’obtenir des vitesses de soudage voisinessur la totalité du joint.

b. Centre de mouvement à l’extérieur de l’aire du jointLorsque les conditions définies ci-dessus ne sont pas rem-plies, les pièces doivent être placées suffisamment loin ducentre de mouvement afin d’obtenir à nouveau un rapportX/Y <1,5, comme le montre la figure 10.73A. Cet arran-gement permet le soudage simultané de deux pièces oudavantage. Il est également possible de souder simultané-ment des objets de dimensions et de formes différentes.Elles doivent par conséquent être disposées symétrique-ment dans le dispositif de fixation vibrant afin d’obtenirla même pression sur les surfaces de tous les joints, com-me le montre la figure 10.73B.

c. Soudage linéaireLes pièces qui ne s’ajustent pas, pour des raisons de formeou de taille, dans un dispositif de fixation angulaire peuventêtre soudées par des vibrations linéaires. Cette méthodeest spécialement adaptée aux grandes pièces non circu-laires, dont la longueur est supérieure à 100–150 mm. Ilest également possible de souder simultanément plusieurspièces à la condition qu’elles soient fixées dans les pla-teaux vibrants.

Y

X

X

Y

+

A B

A B

Fig. 10.72 Emplacement du centre de mouvement

Fig. 10.73 Soudage simultané de pièces multiples

Dispositifs courants pour la production de vibrationsBien qu’il soit possible de créer des vibrations au moyend’électro-aimants à courant alternatif, toutes les machinesproposées jusqu’à présent sur le marché sont équipées de générateurs mécaniques de vibrations. La figure 10.74 montreschématiquement le fonctionnement d’une machine à souderlinéaire, telle qu’elle a été perfectionnée initialement parDuPont de Nemours. Les vibrations créées par deux excen-triques «a» tournant autour du centre «b» sont transmises auxdispositifs de fixation «c» par l’intermédiaire des tiges «d». Le dispositif de fixation inférieur glisse sur deux rails à roule-ment à bille permettant un libre déplacement dans le sens de la longueur. Le dispositif de fixation supérieur est pressévers le bas par quatre vérins pneumatiques «e». Il est essen-tiel de synchroniser mécaniquement les déplacements deceux-ci afin d’obtenir un parallélisme parfait entre les piècesà souder.

A la fin du cycle de soudage, la transmission du mouvement estdébrayée, après quoi les deux pièces sont amenées en positionfinale et la pression est maintenue un bref instant pour per-mettre la solidification de la résine.

Un dispositif de base analogue est employé dans une machine desoudage angulaire, comme le montre la figure 10.75. Dans cecas, les vibrations sont transmises aux dispositifs de fixationsupérieur et inférieur «a» tournant sur des roulements à bille.Le dispositif de fixation supérieur est monté directement sur latige de piston «b» pour assurer la pression.

En théorie, la même qualité de soudure devrait être obtenueavec une pièce stationnaire et l’autre vibrant à une fréquencedouble.

127

Fig. 10.74 Principe d’une machine de soudage linéaire

Fig. 10.75 Principe d’une machine de soudage angulaire

e

c

e

d

b

d

a

a

b

L’expérience a montré toutefois que cette méthode n’est passatisfaisante pour plusieurs raisons. Comme le montrent les figures 10.74 et 10.75, les forces considérables d’accélérationet de décélération s’annulent à condition que le poids du dis-positif de fixation supérieur plus celui de sa pièce plastique,soit égal au poids du dispositif de fixation inférieur plus celuide sa pièce plastique. (Dans le cas d’un soudage angulaire,les deux moments d’inertie doivent être identiques afin decréer des forces d’inertie égales et opposées.)

Dans le cas d’une pièce vibrant à fréquence double, les forcesd’accélération et de décélération sont quatre fois plus élevées,et doivent être compensées au moyen d’un dispositif réglableadditionnel. Le train d’engrenages dans son ensemble doitêtre par conséquent beaucoup plus lourd et coûteux pour unemachine de même capacité. En outre, il a été montré empiri-quement qu’il est plus facile d’obtenir un joint satisfaisant etétanche si les deux pièces vibrent.

Conditions de soudagePour atteindre le point de fusion du matériau, les deux piècesdoivent être pressées l’une contre l’autre et soumises à des vibrations de fréquence et d’amplitude déterminées. Ces condi-tions peuvent être définies comme une valeur du produit PV,dans lequel «P» est la pression sur le joint en MPa, et «V»la vitesse de surface en m/s.

Les deux excentriques produisent une vitesse sinusoïdale, représentée par les courbes de la figure 10.76. Les pièces sedéplaçant dans des directions opposées, la vitesse relativemaximale de l’une par rapport à l’autre est 2 «W». La vitesse relative résultante est par conséquent 1,27 fois la valeur maximale de «W».

Exemple: Une machine soudant de l’acétal selon la figure10.74, offre une distance excentrique «f» de 3 mm, et tourne à la vitesse de 5000 t/min. La vitesse circonférentielle estdonc:

V = f × π ×n =0,003 m × π ×5000

= 0,78 m/s60

128

Y = 0,635 W 2 Y = 1,27 W

1 révolution

W = vitesse maximale de chaque pièceY = vitesse moyenne de chaque pièce

W

W

Y

Y

2 Y 2

W

Fig. 10.76

Ce chiffre est égal à la vitesse maximale «W» sur la figure10.76. La vitesse relative maximale d’une pièce par rapport à l’autre est alors:

1,27 × 0,78 = 1 m/s

Pour une pression sur le joint de 3 MPa, les valeurs résultan-tes de PV deviennent:

3 × 1 = 3 MPa × m/s

La chaleur engendrée étant également fonction du coefficientde frottement, les valeurs de PV précédentes doivent dépen-dre de la nature du matériau à souder. Le polyamide renforcéverre par exemple est soudé avec succès à une valeur PV de1,3. Il en découle qu’une machine destinée à souder diversmatériaux et dimensions de pièce doit être à pression, vitesseet amplitude réglables. Une fois déterminées les meilleuresconditions de travail pour une pièce donnée, la machine deproduction ne doit par conséquent exiger aucun réglage, excepté celui de la pression.

Le temps de soudure résulte de la vitesse, de la pression etde l’amplitude. L’expérience a toutefois montré qu’au-dessusd’une certaine pression la force du joint tend à diminuer,conséquence probable d’une certaine expulsion de résinefondue. Par ailleurs, il y a des limites aux contraintes méca-niques imposées au train d’engrenages. Ainsi, le doublementde la vitesse produit des forces d’accélération quatre fois plusélevées des masses en vibration.

Des tests approfondis ont montré qu’une fréquence de 100 Hzest très convenable pour les pièces de petite et de moyennedimension, tandis que les pièces plus grandes et plus lourdessont soudées à la fréquence de 70-80 Hz.

On a toutefois réussi à souder avec succès de grosses piècesen utilisant des fréquences jusqu’à 250 Hz, voir également la figure 10.79D.

Sur les machines linéaires, la distance entre les deux excen-triques («f» sur la figure 10.74) doit être réglée de façon à obtenir un mouvement relatif d’environ 0,9 × largeur dujoint, comme le montre la figure 10.77.

La pression sur la surface produisant la résistance maximaledu joint doit être déterminée par des essais. On peut retenircomme règle de base qu’une machine doit être capable deproduire environ 4 MPa de pression sur la surface à souder.

W

� 0,9 W

Fig. 10.77 Déplacement relatif – Largeur de joint

c

a

ba

d

Fig. 10.78 Conception des joints – Pièces circulaires

a b c d e

Conception du joint

a. Pièces circulairesLes pièces circulaires doivent toujours comporter un joint à section en V, comme ceux du soudage par rotation. Unetelle conception permet non seulement un alignement parfaitdes deux moitiés, mais les surfaces à souder peuvent êtreaugmentées, ce qui leur permet d’égaler la résistance méca-nique de la paroi. Au cours des opérations de soudage, unecertaine formation de bavure se produit de part et d’autre dujoint. Celle-ci doit être évitée pour certaines applications,pour des raisons esthétiques ou parce qu’elles créent destroubles dans le fonctionnement des pièces mécaniques internes. Dans des cas semblables, les joints doivent êtrepourvus de chambrages à bavure.

Afin de transmettre les vibrations vers la zone du joint avecle moins de pertes possibles, la pièce plastique doit être main-tenue fermement dans le dispositif de fixation. Il est souventconseillé de doter le joint de 6 ou 8 nervures d’entraînement,particulièrement dans le cas de récipients à paroi mince ou réalisés en matériau souple.

La figure 10.78a représente une conception courante de jointcomportant un chambrage à bavure extérieur et des nervuresd’entraînement directement disposées sur l’épaulement. Quel-ques exigences de bases doivent être présentes à l’esprit:

– Avant le soudage, les surfaces planes doivent être séparéespar un espace «a», approximativement égal à 0,1 × épais-seur de paroi.

– L’angle «b» ne doit pas être inférieur à 30° afin d’éviterun effet d’autobloquage.

– La longueur soudée «c» et «d» doit être au moins égale à 2,5 × épaisseur de paroi, selon la résistance mécaniquedésirée. Comme certains plastiques sont plus difficiles à souder que d’autres, cette valeur peut être augmentée en fonction des besoins.

Les figures 10.78b et 10.78c montrent d’autres dispositionspossibles de chambrages à bavure.

Pour les pièces dont l’aspect esthétique n’est pas essentiel,une simple gorge comme celle de la figure 10.78d est sou-vent suffisante. Elle ne recouvre pas la bavure mais la main-tient dans les limites du diamètre extérieur.

Si deux chambrages, intérieur et extérieur, sont indispensa-bles, ils peuvent être conçus comme le montre la figure 10.78e.

b. Pièces non circulairesLes pièces non circulaires, qu’elles soient soudées sur desmachines angulaires ou linéaires ne peuvent recevoir que desjoints plans tels que ceux représentés sur la figure 10.79A.La largeur du joint «W» doit être au moins le double del’épaisseur de paroi, et fonction également des exigences de résistance mécanique et de la nature du plastique employé.La résistance n’augmente pas sensiblement au-dessus d’unrapport W/T = 2,5–3,0 compte tenu d’une distribution inégaledes contraintes (voir également figure 10.81).

Les pièces de forme carrée et rectangulaire, particulièrementminces ou moulées en plastique souple, ne sont pas suffi-samment rigides pour transmettre sans pertes les vibrations.Elles doivent par conséquent être pourvues d’un joint tel quecelui de la figure 10.79B comportant une gorge sur toute lapériphérie. Cette gorge s’ajuste dans un bourrelet du disposi-tif de fixation «a» pour éviter que les parois ne s’affaissentvers l’intérieur. Il est très important de maintenir le jointcontre les deux faces «b» et «c» afin d’obtenir une parfaiteuniformité de la soudure.

Un moyen possible d’adapter les chambrages à bavure surles assemblages bout à bout est illustré sur la figure 10.79C.L’espace «a» doit être réglé de façon à obtenir une ferme-ture complète des lèvres extérieures après le soudage. Cetteconception, qui réduit la surface effective de la soudure, peutnécessiter des joints plus larges pour une résistance donnée.

Une autre forme de joint avec pièges à bavure est illustré dans la figure 10.79D. Ce joint a été utilisé avec succès poursouder des pipes d’admission à une fréquence allant jusqu’à280 Hz avec une amplitude de 1,2 mm.

129

Résultats d’essais sur le soudage angulairedes joints bout à boutLa boîte rectangulaire représentée sur la figure 10.80 a étéutilisée pour des tests approfondis sur divers matériaux deDuPont de Nemours. La pression d’éclatement de tous lesrécipients est influencée par trois facteurs:

– la conception d’ensemble;

– la soudabilité du matériau;

– la conception du joint.

Les résultats obtenus et décrits ci-après doivent par consé-quent être appliqués scrupuleusement aux pièces de diversesformes et fonctions. La même pièce moulée en plastiquesdifférents offre un comportement tout à fait dissemblable.Alors que dans certains cas la soudure peut être le point faible,pour d’autres résines techniques elle s’avère plus robuste quela pièce elle-même.

130

Fig. 10.79 Modèles de joint, pièces non circulaires

R R

T

R = 0,1 T

(2 Ö 3) T

bc

a

T

A B

D

2,0

2,0

2,0

1,0

2,0

3,0

5,0

7,0

2,5

1,5

==

2,5

C

W = (2 Ö 3) T

a

1,2T 3T

2,0

2,0

2,5-3,0

DETAIL

Dispositif de fixation

Amplitude: 1,2 mm

Fréquence: 240 – 280 Hz

Couvercle

Tube d’aspiration

Pro

fon

deu

r à

atte

ind

re

DÉTAIL

Influence de la surface soudée sur la résistance du jointLa figure 10.81 montre l’évolution de la résistance mécaniquedu joint en fonction de la largeur de celui-ci, sur la pièce testreprésentée sur la figure 10.80. On observe une élévation linéaire de la résistance jusqu’à un rapport W/T d’environ2,5. Au-delà de cette valeur, la courbe tend à s’aplatir, etl’augmentation de la largeur n’apporte pas d’améliorationsupplémentaire.

Influence de la pression de soudage sur la résistance du jointComme mentionné précédemment, la valeur appropriée de lapression sur la soudure doit être déterminée expérimentale-ment pour chaque plastique. Pour le DELRIN® 500 par exem-ple, elle a été évaluée à 3,3 MPa, comme l’indique la courbede la figure 10.82. Il apparaît qu’une pression trop élevéeabaisse, au même titre qu’une pression trop faible, la résis-tance du joint.

Tous les grades de DELRIN® conviennent au soudage par vibration. Le DELRIN® 500P donne les meilleurs résultats,tandis que le DELRIN® 100 est dans une certaine mesure infé-rieur. Les joints soudés sur les pièces en DELRIN® 100 onthabituellement la plus faible surface compte tenu du fort allongement de cette résine. C’est également le cas pour le récipient test présenté sur la figure 10.80.

7 cm2

36

45

Fig. 10.80 Pièce test pour la pression d’éclatement

1 1,5 2 2,5 3

BD

Pression d’éclatement

Rapport WT

Fig. 10.81 Résistance du joint en fonction de sa largeur

W

T

La même pièce soudée en DELRIN® chargé de verre ne serompt pas sur le joint mais dans un angle, en raison de sonplus faible allongement. On doit également garder à l’espritque les compositions colorées ont une résistance de soudureplus faible que le même grade en couleur naturelle. Cette règle s’applique à tous les polymères.

La présence de charges pigmentaires a un léger effet négatifsur les propriétés. Bien que les valeurs moyennes de résis-tance diffèrent quelque peu d’un grade à l’autre, il est sur-prenant de noter que la limite supérieure de résistance à larupture en traction, d’environ 14 MPa, est la même pour laplupart des grades.

Le soudage par vibration convient également à tous les gradesde résine polyamide ZYTEL®. Il permet de nombreuses appli-cations nouvelles et attractives auxquelles aucune autre pro-cédure de soudage n’est applicable. L’industrie automobile enparticulier exige la présence de divers volumes et récipientsnon circulaires dans le circuit de refroidissement ainsi quedans les dispositifs de filtrage de l’échappement.

Aucune précaution spéciale n’est à prendre à propos de l’absorption d’eau avant soudage, à condition que les piècessoient stockées en humidité relative inférieure ou égale à 50%.

Les joints bout à bout de pièces en polyamide non renforcésont habituellement plus forts que la pièce elle-même. Lescharges et les fibres de verre diminuent, selon leur nature, larésistance du joint. Ainsi, 30% de fibres de verre provoquentune réduction de résistance pouvant atteindre 50%. Les piècesfaites à partir de cette résine doivent être conçues avec beau-coup de soin.

2 3 4

Pressiond’éclatement

Pression sur la soudure

Fig. 10.82 Relation pression sur la soudure – pression d’éclatement

Exemples de conceptionFig. 10.83. Conception courante de pompe centrifuge com-portant un boîtier spiral en DELRIN® soudé selon la méthodeangulaire.

Fig. 10.84. Réservoir automobile en résine polyamide 66. Lejoint est pourvu d’un chambrage à bavure afin d’éviter touteopération d’ébavurage.

Fig. 10.83 Pompe centrifuge

Fig. 10.84 Réservoir d’automobile

131

Fig. 10.85. Réservoir à carburant de motocyclette en ZYTEL®

soudé selon la méthode linéaire. La gorge ménagée dans le joint recueille la bavure, puis un profilé en PVC est encli-queté sur la bride. Il s’agit d’une solution qui dissimule effi-cacement la totalité du joint de soudure.

Fig. 10.86a. Boîtier de filtre à essence, de forme carrée, enZYTEL® soudé selon la méthode angulaire. Le joint est pourvud’une gorge destinée à maintenir les minces parois dans ledispositif de fixation et à éviter leur affaissement au cours de l’opération de soudage.

Fig. 10.86b. Récipient en ZYTEL® soudé selon la méthode angulaire. Le corps et les connexions du couvercle doiventêtre orientés dans une position donnée. Un joint soudé parrotation pourvu d’un chambrage à bavure extérieur est em-ployé pour cette technique de soudage par vibration.

Fig. 10.87. Des assemblages de diaphragme en caoutchoucpeuvent également être soudés sous vibrations angulaires.On doit prendre toutefois les mesures permettant d’éviterque la partie supérieure ne transmette directement les vibra-tions au caoutchouc. Ce résultat peut être obtenu au moyend’une très mince rondelle de polyamide disposée sur le dia-phragme, l’emploi de poudre de graphite ou une goutte d’huile.

132

Fig. 10.85 Réservoir à carburant de motocyclette

Fig. 10.86 Pièces soudées selon la méthode angulaire

a b

L’électro-vanne en polyamide ZYTEL® renforcé de fibre de verre présentée ici a une pression d’éclatement de 8 à 9 MPa. Un net avantage sur les assemblages à vis autotarau-deuses tient au fait que le corps soudé demeure étanche jusqu’à la pression d’éclatement.

Comparaison avec les autres techniques de soudageLe soudage par vibration n’est en aucun cas le rival de celuipar ultrasons, bien qu’ils soient en concurrence dans certainscas. L’électrovanne représentée sur la figure 10.87 peut parexemple être soudée facilement par ultrasons. Toutefois lesfréquences élevées peuvent provoquer la rupture du fin res-sort métallique, ce qui entraîne le rejet de la totalité du boî-tier. Parfois la forme complexe de la pièce empêche la sono-trode de venir suffisamment près du joint. De plus, les jointsréalisés par ultrasons étanches à l’air et aux autres gaz exi-gent des tolérances étroites qui ne peuvent pas toujours êtreobtenues.

Les récipients à parois minces, tels que les briquets de poche,ne peuvent pas recevoir de joints suffisamment larges pouratteindre la pression d’éclatement requise. Il serait par consé-quent imprudent de les souder sur une machine à vibration.Dans ce cas précis, le soudage par ultrasons est la techniqueà retenir.

Le soudage par vibration peut être considéré dans de nom-breuses applications comme un rival du soudage à la plaquechaude, sur lequel il offre quelques avantages importants:

– durée totale du cycle beaucoup plus courte;

– plus faible sensibilité au gauchissement, car une pressionde soudage relativement plus forte aplatit les pièces;

– la résine n’étant pas exposée à l’air, cette procédure s’applique également à tous les grades de polyamide.

Le soudage par vibration n’est pas le concurrent du simplesoudage par rotation. Pour toute pièce circulaire qui n’exigepas une position déterminée par rapport à l’autre, le soudagepar rotation demeure la technique d’assemblage la plus éco-nomique et la plus rapide.

Fig. 10.87 Boîtier pour diaphragme

Conception des pièces soudées par vibrationLes pièces devant être assemblées en soudage par vibrationdoivent être correctement conçues afin d’éviter les rejets etles ruptures. Un assemblage parfait des deux pièces à l’endroitdu joint est indispensable.

La première étape consiste à choisir un joint adéquat fournis-sant la résistance et l’étanchéité requises. C’est à ce stade de la mise au point que l’on décidera si des chambrages àbavure ou d’autres moyens destinés à recouvrir ou à dissi-muler le joint sont nécessaires.

Il est essentiel de soutenir la bride du joint tout autour de lapièce afin de maintenir une pression uniforme sur la totalitéde la surface de la soudure.

Si, comme le montre la figure 10.88, le dispositif de fixationne remplit pas, par une discontinuité, cette condition, on peuts’attendre à des points faibles ou à des fuites.

De fines nervures sont cependant admissibles, dans la mesureoù leur épaisseur ne dépasse pas 80% environ de l’épaisseurde paroi (figure 10.89).

Des précautions particulières doivent être prises pour s’assu-rer que les vibrations sont transmises directement du disposi-tif de fixation à la pièce avec le moins de perte de puissancepossible. De telles pertes peuvent résulter d’un jeu excessifdans le dispositif de fixation, parce que la pièce est mainte-nue sur une partie trop éloignée du joint.

Les pièces circulaires dépourvues de saillies permettant une prise serrée seront nervurées, comme l’indique la figure 10.78a.

Dans le cas de pièces à parois relativement minces ou mouléesdans un matériau souple, les vibrations doivent être transmi-ses aussi près que possible de la zone du joint. Pour les piècesnon circulaires, ceci n’est parfois possible qu’avec une concep-tion analogue à celle représentée sur la figure 10.79b, que lapièce soit soudée selon la méthode linéaire ou angulaire.

L = 0,8 T T

Fig. 10.88 Conception de joint incorrecte

Fig. 10.89 Nervures dans des pièces soudées par vibration

Certains matériaux à fort coefficient de frottement – commepar exemple les élastomères – exigent une lubrification desurface initiale avant d’être soumis aux vibrations, et soudésde manière satisfaisante.

La quantité de matière fondue produite pendant un cycle devibration est directement liée à la planéité de la surface. Lespièces rigides, en particulier celles en résine chargée de verre,peuvent ne pas être aplaties par la pression sur la soudure et exiger des cycles de vibration prolongés pour obtenir desjoints satisfaisants. Lors de la conception et du moulage detelles pièces, on doit avoir présent à l’esprit que le temps total d’assemblage dépend en partie de l’égalisation à niveaudu joint qui peut souvent être améliorée par une conceptionappropriée.

Fig. 10.90a Machine de soudage par vibrations.

133

Fig. 10.90b Machine courante de soudage linéaire et angulaire.Constructeur: Mecasonic SA, Zone Industrielle,Rue de Foran, Ville-la-Grand, boîte postale 218,74104 Annemasse Cedex, France.

134

Fig. 10.90c Machine courante de soudage linéaire.

Soudage à la plaque chaude

IntroductionLe soudage à la plaque chaude est une technique utiliséepour joindre les pièces thermoplastiques. Conviennent à cette méthode les pièces non symétriques, renfermant descomposants intérieurs fragiles qui ne peuvent pas supporterle soudage par vibration ou par ultrasons.

La jonction de pièces en matériaux thermoplastiques est obtenue par fusion en surface en les mettant au contact d’uneplaque revêtue de TEFLON® PTFE, chauffée électriquement.Les pièces sont ensuite pressées l’une contre l’autre. Selonune autre variante, la chaleur est irradiée sur la surface desoudage au moyen d’un équipement spécialement conçu.

Cycle de soudageLa figure 10.91 illustre étape par étape (I à VI) un cycle typi-que de soudage à la plaque chaude utilisant une plaque chauf-fée électriquement et revêtue de TEFLON® PTFE pour fondreles surfaces de soudage.

Conception du jointLa largeur du joint «W» doit être, pour les plastiques techni-ques, au moins égale à 2,5 fois l’épaisseur de paroi (figure10.92a).

Les figures 10.92b-c montrent diverses dispositions de cham-brages à bavure. L’espace «a» doit être réglé de façon à obte-nir après soudage une fermeture complète des lèvres exté-rieures. Cette conception réduisant la surface effective de la soudure peut nécessiter des joints plus larges pour obtenirla même résistance qu’un joint classique.

I II III

IV V VI

1

2

3

Fig. 10.91 Cycle de soudage à la plaque chaude

Les pièces à parois minces peuvent exiger un gabarit de gui-dage, par exemple «a» représenté sur la figure 10.92d, pourassurer un contact suffisant tout au long de la surface du joint.

Noter également dans cet exemple le joint nervuré plus large(par rapport à la section de paroi) ainsi que le bon maintienapporté par le gabarit aux points «b» et «c» pour obtenir unerépartition satisfaisante de la pression.

Conception des pièces pour le soudage à la plaque chaudeLes pièces doivent être correctement conçues pour éviter lesrejets et les ruptures. La planéité de la surface du joint est essentielle, et les règles de conception des thermoplastiquestechniques doivent par conséquent être rigoureusement appliquées. En particulier des parois d’épaisseur uniforme,convenablement dessinées avec tous les angles arrondis sontindispensables.

135

Fig. 10.92 Conception de joint pour le soudage à la plaque chaude

a

T

W = 2,5 T

W = 3 T

T

0,5 T

T

b

3-3,5 T

a

c

1,2

T 3 T

a b

c d

Limitations du soudage à la plaque chaude– Les résines à base de polyamide ne conviennent pas au

soudage à la plaque chaude car elles s’oxydent lorsque elles sont exposées à l’air à l’état fondu pendant le cyclede soudage. Le matériau oxydé ne se soude pas convena-blement.

– Les cycles sont relativement plus longs que ceux des autrestechniques de soudage (de l’ordre de 30 à 45 s).

– Certains problèmes de collage sont possibles entre le poly-mère et la plaque chaude. Le revêtement de TEFLON® PTFEde la plaque tend à réduire considérablement cet inconvé-nient.

– Cette méthode ne permet de joindre que des matériaux demême nature.

Exemples pratiquesDes applications pratiques du soudage à la plaque chaudesont illustrées sur la figure 10.93.

Fig. 10.93 Applications du soudage à la plaque chaudea. Pièces de compteur à gaz

b. Pièce de canalisation d’évacuation

136

Soudage du ZYTEL® à la lame chaudeL’oxydation et la vitesse de cristallisation sont les principauxproblèmes rencontrés dans le soudage du polyamide 66ZYTEL®. Contrairement au joint de cisaillement utilisé dansle soudage par ultrasons, ou à celui employé dans le soudagepar vibration, la surface du joint est exposée à l’air froid pen-dant que la plaque chaude est retirée pour permettre l’assem-blage des deux pièces. Au cours de cette période le plastiquetend à s’oxyder et à donner une qualité de soudure médiocre.

Mais en apportant suffisamment de soin et d’attention à cer-tains paramètres, il est possible de souder le ZYTEL® selon latechnique de la plaque chaude et d’obtenir une bonne résis-tance, comparable à celle du matériau à assembler.

Le ZYTEL® doit être aussi sec qu’à la sortie du moule. L’opé-ration de soudage effectuée aussitôt apres celle du moulagereprésente l’idéal, mais un délai de 48 heures est acceptable.Lorsque cette condition n’est pas réalisable, les pièces doi-vent être séchées jusqu’à une teneur en humidité inférieureà 0,2%. L’effet de l’humidité sur la qualité de la soudure estspectaculaire. On observe une bavure de soudure d’aspectécumeux qui indique un produit humide. Cette humidité,favorisant l’oxydation et la porosité de la soudure, peut enabaisser la résistance jusqu’a 50%.

Les charges contenues dans le plastique influencent égalementla solidité de la soudure. Les assemblages les plus robustessont obtenus à partir de polyamide naturel non renforcé. Lesfibres de verre ne se soudent évidemment pas les unes auxautres et ne traversent pas l’interface du joint. Cette situationentraîne une faiblesse, analogue à celle de la ligne de souduredans les pièces moulées, pouvant atteindre 50% de la résis-tance initiale. La solidité du joint est inversement proportion-nelle à la teneur en verre. Plus de verre signifie moins derésistance mécanique. Le noir de carbone affecte égalementla qualité de la soudure.

Température de la plaque chaude. En règle générale, la tem-pérature de la plaque est réglée à 20° C au-dessus du point defusion du plastique à souder.

Dans le cas du polyamide 66 ZYTEL® dont la température de fusion est de 262° C, la température de la plaque doit êtred’environ 285° C. Il est nécessaire, pour éviter le collage, desurveiller le comportement du revêtement de TEFLON® ou dePTFE sur la plaque chaude.

c. Briquet

A la température de 270-275° C le TEFLON® commence àdégager des vapeurs et le ruban de PTFE à devenir visible-ment bullé. Pour éviter ce problème, on réglera la tempéra-ture de la plaque à 265-270° C, valeur inférieure à la règledes +20° C. Aussi appliquera-t-on la chaleur plus longtempsafin de compenser l’effet d’une plus basse température. Lorsdu soudage à temperature élevée on rencontre un autre pro-blème, il s’agit du gauchissement des plaques d’aluminiumvers 275°C. Cet inconvénient peut être surmonté par l’emploide plaques en bronze d’aluminium, qui peuvent fonctionnerjusqu’à 500° C.

Le montage sur gabarit des deux composants est un point trèsimportant. Si le gabarit est métallique et s’il maintient la pièceprès de la ligne de soudure, il se comportera comme un fortdissipateur de chaleur évacuant celle accumulée dans la pièceau cours de la phase de chauffage. Le refroidissement rapidede la pièce se traduit par une grande vitesse de cristallisationqui ne permet pas au plastique de se souder efficacement. Un refroidissement lent est préférable. Les gabarits nonmétalliques apportent une solution à ce problème.

Autres paramètresTemps de chauffage: fonction de la pièce et du joint, il estnormalement de 15 secondes min.

Temps de maintien et de refroidissement: analogue au tempsde chauffage.

Pression pendant la phase de soudage, de 0,5 à 2 MPa (5 à 20 bars).

Conception du joint: la règle générale s’appliquant à ladimension du joint est 2,5 × épaisseur. L’expérience a mon-tré que si l’épaisseur d’ensemble de la paroi est de 2 mm, le joint de soudure doit avoir une épaisseur de 5 mm afind’apporter une résistance comparable à celle de la paroi. Les conditions de service de la pièce peuvent ne pas exigerla résistance maximale. Un petit tube de purge par exemple ne nécessite pas une résistance de soudure aussi élevée quecelle d’une attache de fixation. Aussi peut-on employer un joint plus mince, de 1,5 à 2 fois l’épaisseur. Le cycle desoudage est plus rapide avec une surface à chauffer plus restreinte.

137

Fig. 10.94 Machine de soudage à la plaque chaude.

Soudage au laser à transmissionDeux éléments, dont l’un doit être constitué d’un matériautransparent, sont soudés ensemble en utilisant un faisceaulaser pour provoquer la fusion des deux matériaux au niveaude l’interface.

Le terme «LASER» est un acronyme correspondant àl’anglais

Light Amplification by the Stimulated Emission

of Radiation,

qui signifie «amplification de la lumière par une émissionstimulée».

Le principe du laser a été introduit pour la première fois parAlbert Einstein en 1917, mais ce n’est qu’en 1960 qu’a étéconstruit le premier laser fonctionnel, sous la houletted’Edward Teller. Depuis lors, en seulement quarante ans, lelaser a connu un développement considérable et fait aujour-d’hui partie intégrante de notre vie quotidienne, par ses appli-cations aux imprimantes, lecteurs de CD ou lecteurs de codesà barres, mais aussi par ses utilisations médicales et dans lesecteur de la communication.

Un laser est un dispositif qui crée et amplifie un faisceauintense et étroit de lumière cohérente. Les atomes, qui émet-tent des rayonnements, le font normalement dans des direc-tions et à des moments aléatoires. Le résultat est une lumièreincohérente: il s’agit d’un terme technique désignant ce quipeut être considéré comme une masse de photons allant danstous les sens. Pour créer une lumière cohérente, l’astuce estde trouver les bons atomes ayant les bons mécanismes destockage interne, et d’établir un environnement dans lequelils peuvent tous coopérer, pour céder leur lumière au bonmoment et tous dans la même direction.

Dans le laser d’E. Teller, les atomes ou molécules d’un rubissont excités dans ce que l’on appelle la cavité du laser. Dessurfaces réfléchissantes, ou miroirs, situés aux deux extrémi-tés de la cavité, reflètent l’énergie selon un mouvement deva-et-vient. Cette énergie s’accumule à chaque passage,jusqu’à ce qu’à un certain point le processus produise uneexplosion soudaine de rayonnements cohérents, alors quetous les atomes se déchargent dans une rapide réaction enchaîne: c’est le faisceau laser.

Les atomes des différents matériaux créent des faisceauxlaser de longueurs d’onde variables. Les longueurs d’ondede la lumière sont très faibles et généralement mesurées ennanomètres, sachant que 1 nm = 0,000 001 mm.

Les rayonnements (la lumière) visibles pouvant être détectéspar l’œil humain possèdent une longueur d’onde compriseentre 400 nm et 780 nm.

Différents types de lasersLa liste suivante reprend quelques-uns des lasers les pluscourants :CO2 Molécule de dioxyde de carbone émettant une

énergie infrarouge.

138

Nd:YAG Cristal de synthèse, grenat d’yttrium et d’alumi-nium dopé au néodyme.

Diode Semi-conducteur.Excimère Mélange de gaz émettant de la lumière ultraviolette.

Tableau 10.01 Différents types de lasers

CO2 Nd:YAG Diode Excimère

Longueur d’onde nm 10,600 1,060 800-1,000 150-350

Puissance KW 45 4 4 1

Efficacité % 10 3 30 1

Coût approx. $ 30,000* 60,000* 15,000* 120,000*

(*pour 100 W)

L’industrie utilise les lasers depuis quelques temps pour ledécoupage de matériaux. Il a été établi que si un laser étaitcapable de fondre complètement l’acier à de très hautes tem-pératures puis d’arrêter, il pouvait également découper unpolymère sans vaporiser la totalité de l’échantillon. Il a alorsété découvert que certains polymères semblent transparents à la longueur d’onde d’un laser, alors que d’autres absorbentl’énergie, créant de la chaleur.

C’est sur ce concept que repose le développement du soudageau laser à transmission.

Le laser traverse le matériau situé sur le dessus sans perdred’énergie ni endommager le polymère. Le faisceau est ensuiteabsorbé par le matériau situé sur le dessous, ce qui provoqueun échauffement rapide. Cet effet thermique a pour consé-quence la fusion du matériau inférieur, qui à son tour réchauffele matériau supérieur dont il entraîne la fusion. Le tableau10.01 montre pourquoi le laser à diode a aujourd’hui la pré-férence de l’industrie pour cette technique de soudage, dufait de sa grande efficacité comparativement aux autres typesde lasers.

Avantages du soudage au laser à transmission– Hautes vitesses de soudage, 15 m/min observé.

– Coûts du laser compétitifs comparativement aux autresméthodes d’assemblage.

– Faible puissance de laser requise, <50 W pour des élé-ments types à parois minces.

– Manipulation aisée des éléments complexes: déplacementrobotisé de la tête du laser.

Fig. 10.95a Concept du soudage au laser à transmission

Matériau transparent sur le dessus

Matériauabsorbantsur ledessous

Faisceau laser focalisé

– Aucun marquage visible ni détérioration de l’extérieur dela zone d’assemblage.

– Aucune détérioration due aux vibrations à l’intérieur ducomposant.

– Possibilité de contrôler précisément le procédé, l’emplace-ment du soudage et la température.

– Utilisation d’une faible quantité de chaleur focalisée,faible détérioration thermique et faible distorsion.

– Aucune bavure de soudage, fusion très peu profonde.

– Il est maintenant possible de souder n’importe quelle cou-leur sur n’importe quelle couleur (par exemple transpa-rente sur transparente).

– Possibilité d’assembler différents matériaux, par exempleHYTREL® sur CRASTIN®.

– Serrage possible avec une bride transparente.

Limites– Nécessite l’emploi de matériaux possédant des caractéris-

tiques d’absorption différentes pour le laser.

– Contact intime nécessaire au niveau du joint, absence degauchissement des pièces, très faible capacité de remplis-sage de l’espace mort.

– Limites liées à la conception du joint, le joint ne doit pasêtre vu par le laser.

– Les matières de charge (minéral, verre, noir de carbone)peuvent être gênantes.

Caractéristiques de matériaux requises pour le soudage au laser à transmissionPour obtenir un soudage correct, le matériau supérieur trans-parent doit présenter une bonne transparence. En cas d’inclu-sion de verre, de matières de charges, etc., ceux-ci agissentcomme de petits réflecteurs, diffusant le faisceau laserlorsqu’il les traverse et réduisant ainsi sa puissance auniveau de l’interface. La majorité des qualités «NC» deDuPont possède une transparence suffisante pour le soudageau laser, avec quelques exceptions, telles que le ZENITE®.

Le matériau absorbant situé sur le dessous doit absorber lapuissance du laser, mais pas trop rapidement. Le meilleuradditif pour obtenir cette absorption est le noir de carbone.C’est pourquoi presque tous nos polymères noirs absorbentl’énergie du laser. Si le matériau contient trop de noir de car-bone, il aura tendance à brûler rapidement, avant la formation

800-950

100

0

400 780

Fig. 10.95b Zone de longueur d’onde dans laquelle un matériau noirpeut paraître transparent

Longueur d’onde, nm

Zone visible

UV IR

Tran

spar

ence

, %

d’une zone de fusion adéquate. Si la quantité de noir de car-bone est trop faible, le faisceau du laser continuera à traver-ser le matériau sans produire suffisamment de chaleur pourprovoquer une fusion au niveau de l’interface. Un équilibresoigneux est nécessaire.

Couleurs des matériauxLes tests initiaux ont été conduits en utilisant des polymèrescolorés NC sur le dessus d’un polymère coloré au noir de car-bone. Cet aspect noir et blanc est acceptable pour certainesapplications, tandis que d’autres exigent un ensemble entière-ment noir. C’est le cas en particulier dans le domaine auto-mobile.

Il est possible pour cela d’utiliser des pigments spéciaux,grâce auxquels la pièce du dessus conserve la transparencede son état NC lorsqu’elle est vue par le laser, mais absorbela lumière et apparaît de couleur noire lorsqu’elle est vue parl’œil humain.

Propriétés des matériaux DuPontLe Tableau 10.02 présente une gamme de polymères «NC»de DuPont. Les valeurs indiquées peuvent aider à déterminersi un polymère peut être soudé au laser ou non.

Tableau 10.02 Analyse dans le proche infra-route à la longueur d’onde de 949 nm

% transmission % réflection % absorption

DELRIN® 500P 45,14 47,81 7,05

HYTREL® G4774 29,96 52,14 17,9

HYTREL® G5544 27,74 56,55 15,71

HYTREL® 4078W 34,7 42,8 22,5

HYTREL® 4556 33,32 45,53 21,15

HYTREL® 5556 28,38 53,92 17,7

RYNITE® 530 5 42 53

RYNITE® FR515 5,9 64,43 29,67

CRASTIN® SK605 8 59 33

ZYTEL® 101 80,61 9,64 9,75

ZYTEL® 73G30 48,28 12,72 39

ZYTEL® 70G33 36,8 23,68 39,52

ZYTEL® HTN51G35 19,15 29,48 51,37

ZENITE® 6330 0,65 76 23,35

ZENITE® 7130 0,13 69 30,87

On peut voir dans ce tableau que le ZENITE® reflète la majeurepartie de la puissance du laser et ne peut donc pas être soudé.Le RYNITE® également possède une faible transparence, cequi nécessite une puissance de laser élevée pour le soudage.

Résistance de la soudureLa résistance de la soudure peut être mesurée de différentesmanières. Elle est souvent exprimée en «MPa», d’après lesrésultats fournis par un essai de traction. Cette unité peutêtre comparée aux données ISO sur des barres de test nonsoudées et est indépendante de la taille de la soudure. Lamesure ainsi obtenue peut ensuite être traduite en un facteur

139

de soudure, qui correspond à la résistance de la soudure (MPa)divisée par la résistance du matériau d’origine. Ainsi, un fac-teur de soudure de 1 signifie que la résistance de la soudureest identique à celle du matériau d’origine. Il s’agit d’uneméthode efficace pour comparer des matériaux possédant lamême taille de joint.

Le soudage au laser permet de modifier facilement la tailledu joint en ajustant la zone de soudage, simplement en éloi-gnant ou en rapprochant le laser du joint de soudure. La résis-tance finale (mesurée en force N) de la soudure peut alorsêtre augmentée pour un type de matériau donné.

Avec de bons paramètres de conception et de traitement dujoint, il est souvent possible d’obtenir un défaut du matériaud’origine éloigné du joint.

Etablissements possédant des machines de soudage au laser et fournisseursDivers fabricants connus d’appareils d’assemblage propo-sent des machines de soudage au laser à transmission. LesAllemands Branson et Bielomatik commercialisent des

140

machines de soudage au laser, bien que leur objectif ne soitpas remplacer les systèmes par vibrations, à la plaque chaudeet par ultrasons, mais de présenter le laser comme un procédésupplémentaire. La puissance de laser de leurs machinesatteint 50 W.

Les établissements tels que le TWI au Royaume-Uni et l’Ins-titut Fraunhofer en Allemagne sont également très expéri-mentés et ont accès à des lasers de plus grande puissance. Le Britannique Herfurth et le Suisse Leister fabriquent aussice type de machines.

Une machine laser à diode de Leister est installée à Meyrin.Ses caractéristiques sont les suivantes :

Type de laser = Laser à diode

Longueur d’onde λ = 940 nm

Puissance max. = 35 W

Taille du point = ∅ 0,6 mm à ∅ 3 mm

Vitesse max. = 150 mm/s

Précision d’alignement = 2 mm

DuPont possède également un laser à diode de 500 W situéau Japon.

Fig. 10.95c Variations des conceptions de joint d’un soudage au laser

Conceptions de joint

Fig. 10.95d Machine de soudage au laser.

141

Rivetage

Equipement de rivetageLe rivetage est une technique d’assemblage très utile pourformer, à faible coût, des jonctions mécaniques solides etpermanentes entre deux pièces. Il implique la déformationpermanente d’un rivet, d’un goujon ou d’un élément analo-gue, à température ambiante ou plus élevée.

Le rivetage s’effectue en exerçant une force de compressionsur l’extrémité d’un goujon ou sur un rivet, tout en mainte-nant et confinant la tige de celui-ci. Une tête se forme à l’extrémité du rivet par l’écoulement du polymère quand la contrainte de compression dépasse sa limite élastique.

Le matériel employé va de la simple presse à mandrin et del’étau à main, au poinçon équipé d’un dispositif de serrageautomatique pour les opérations complexes de rivetage mul-tiple. Des exemples d’outillage pour la pose des rivets sontprésentés sur les figures 10.96 et 10.97.

A l’instant où l’outil vient au contact des pièces à assembler,une bague actionnée par un ressort précontraint la zone entourant la tige en saillie afin d’assurer un ajustage serréentre les pièces. La bouterolle de l’outil vient ensuite formerla tête de la tige en créant une jonction mécanique, robuste et permanente.

Le rivetage s’adapte à de nombreuses applications. Les indi-cations suivantes doivent être observées lors des études deconception.

Les différentes étapes de l’opération de rivetage sont présen-tées sur la figure 10.98.

142

Outil à riveterCourse de l’outil

Outil à riveter

Guide

Ressort deprécontrainte

Bague deprécontrainte

Raccordplastic

D>d

Plaque de support

Fig. 10.96 Outil à riveter

D

d

Opérations de rivetageLa déformation permanente du rivet est davantage due à la pression qu’à l’impact.

Les valeurs conseillées de précontrainte et de charge surl’outil, pour différents diamètres de tige, sont données dansle tableau ci-dessous.

t 2 mm 3 mm 4 mm 5 mm 6 mm 8 mm 10 mm

Ressort de 20 kg 45 kg 80 kg 120 kg 200 kg 300 kg 500 kgprécontrainte

Charge sur 40 kg 90 kg 160 kg 240 kg 400 kg 600 kg 1000 kgl’outil (min.)

Ressort deprécontrainte

Outil à riveter

Bague guide

Ø 1,4 t

Ø 1,0 t

Ø 2,5 t

Ø 1,5 t

Ø t

0,7

t

0,2

t

0,1

t

t 0,7

t

1,5

t

r 0,1 t

90 °

Fig. 10.97 Outil à riveter

Fig. 10.98 Etapes de l’opération de rivetage

1. Positionnement de l’outil

2. Course 3. Tête de finition

Relaxation de la tête et de la tigeLa tendance d’une tête à recouvrer sa forme initiale après la déformation subie au formage dépend des propriétés dereprise élastique du matériau et de la température environ-nante.

Précautions– Lors du rivetage du polyamide ZYTEL® non modifié, il est

conseillé de conditionner la pièce à sa teneur d’équilibreen humidité avant le rivetage, car à l’état sec le matériauest trop cassant. Les produits modifiés choc tels que lesrésines polyamide ZYTEL® ST et ZYTEL® 408 peuvent êtrerivetées à l’état sec après moulage.

– Pour le rivetage sur plaque métallique il est nécessaired’éliminer toutes les bavures présentes sur les bords dutrou, afin d’éviter le cisaillement de la tête du rivet. Pourse garder contre toute reprise élastique, comme c’est nor-malement nécessaire lors de l’assemblage d’une plaquemétallique au plastique, le rivetage doit être effectué parultrasons.

Exemples pratiquesLa figure 10.99 donne des exemples de pièces rivetées:

143

Fig. 10.99 Exemples d’applications du rivetage

b. Turbine c. Boîtier de réducteur de vitesse

a. Turbine de pompe

Conception dans l’optique du démontagePour améliorer les possibilités de recyclage des pièces plas-tiques, il convient de concevoir ces dernières de telle sortequ’elles puissent être démontées partout où cela est possible.

Les aspects à prendre en considération sont les suivants:

• Dans la mesure du possible, utilisez des matériaux standard.

• Lorsque vous utilisez plusieurs matériaux pour une mêmepièce, faites appel à des techniques d’assemblage qui per-mettent ultérieurement un démontage facile; voir aussi letableau 10.03.

144

• Il convient de prévoir un démontage au moyen de robots,chaque fois que cela est possible.

• La conception doit permettre un nettoyage et une réutilisa-tion faciles de la pièce.

• Le matériau utilisé doit être identifiable au moyen d’uncode, par exemple >PA66-35GF< pour le polyamide 66renforcé de 35% de fibre de verre.

• Le retrait des inserts (autres matériaux) doit être facilité,par exemple au moyen de techniques d’extraction.

Tableau 10.03 Techniques d’assemblage des pièces en matière plastique : comparaison

Technique d’assemblage Combinaison de matériaux Possibilités de recyclage Démontage

Vissage arbitraire bonnes facile, mais long

Emboîtage élastique arbitraire très bonnes facile, s’il est correctement conçu

Emmanchement à force arbitraire bonnes médiocre – acceptable

Soudage membres de la même famille très bonnes impossible (pas toujours applicable)

Collage arbitraire médiocres médiocre

Surmoulage arbitraire acceptables médiocre

Précautions de sécuritéLes règles standard de sécurité applicables aux opérationsmécaniques doivent être respectées. Toutefois, l’usinage, la découpe et la finition des pièces en matière plastique,contrairement aux métaux, peuvent provoquer une surchauffelocale jusqu’au point de fusion, voire jusqu’à la décompositiondu matériau. Aussi est-il recommandé de suivre les règles desécurité en vigueur dans la production de pièces plastiques, à savoir une ventilation adéquate dans la zone de travail. Pourplus d’informations sur le matériau utilisé, consultez la Fichede Sécurité appropriée. Il se peut que les déchets produits nepuissent pas être recyclés en raison des risques de contamina-tion.

Usinage de l’HYTREL®

Les pièces finies en élastomère thermoplastique HYTREL® sontnormalement réalisées par moulage injection, par extrusion,ou moulage par coulée à l’état fondu. Toutefois, des proto-types ou des petites séries peuvent être usinés à partir deblocs ou de barres en HYTREL®. Egalement, la fabricationd’une production de pièces compliquées peut quelquefoisêtre simplifiée par des opérations d’usinage réalisées aprèsmoulage. Ce chapitre présente quelques principes sur l’usi-nage de l’HYTREL®.

GénéralitésToute méthode d’usinage produira normalement un aspectmat sur les pièces finies en élastomère de thermoplastiqueHYTREL®. Ce fini n’affecte pas les qualités de la pièce à moinsque le frottement ne soit un facteur critique.

Parce que l’HYTREL® est élastomérique et hautement résilient,une haute pression de coupe produit des déformations locales,qui à leur tour peuvent causer des distorsions de la pièce.C’est pourquoi, des pressions et des vitesses de coupe modé-rées doivent être utilisées. Les grades plus mous seront cou-pés avec moins de pression que les plus dures*. Les piècesdevront être tenues ou fixées pour diminuer la distorsion.

L’HYTREL® est un mauvais conducteur de chaleur; il n’absor-be pas la chaleur des outils de coupe comme le fait le métal.Une chaleur par friction occasionnée lors de l’usinage peutfaire fondre la surface de coupe. La fusion peut être évitéepar refroidissement des surfaces de coupe, soit en dirigeantsur l’outil un fin jet d’air à haute pression, soit en mouillantla surface avec de l’eau ou avec une émulsion huile-eau.

Suivent quelques principes à appliquer pour les opérationsspécifiques d’usinage. Même si ce n’est pas spécialementmentionnée dans les indications ci-après, gardez toujours en mémoire qu’un refroidissement de la surface de coupedonnera toujours de meilleurs résultats.

11 – Usinage, coupe et finition

* Dans ce rapport, les «grades mous» ou polymères mous se réfèrent généralement aux typesd’HYTREL® qui ont un module d’élasticité en flexion en dessous d’environ 240 MPa, tandis que les«grades durs» ou polymères durs, se réfèrent généralement aux types dont le module d’élasticité enflexion est supérieure à cette valeur. Toutefois, il n’y a pas de point de transition franc, les conditionsd’usinage varient graduellement d’un type à l’autre.

TournageDes outils d’acier standard à grande vitesse peuvent être uti-lisés pour les opérations de tournage. Les outils doivent êtretrès aiguisés, pour diminuer la chaleur engendrée par la fric-tion. Un angle positif de 10° sur le tranchant de l’outil est recommandé.

Quand on n’utilise pas de refroidissement, le travail est meil-leur avec des vitesses de coupe de 2 à 2,5 m/s. Des coupesépaisses sont possibles à des vitesses plus lentes, mais pro-duiront un fini plus grossier. Les coupes d’HYTREL® ne peu-vent donner de copeaux. Elles restent en un seul cordoncontinu. Lorsque des polymères mous sont usinés à de gran-des vitesses, la coupe peut devenir collante en surface à cau-se de la chaleur de friction, et peut adhérer à la surface finieou la gâcher. Des coupes grossières produiront des cordonsplus épais qui tendent moins à coller à la surface. Des poly-mères plus durs sont plus faciles à couper et donnent des finis satisfaisants.

Les mises à la cote sont généralement obtenues par ponçageavec de la toile émeri au diamètre désiré. On peut approcherdes dimensions de 0,125 mm avec les grades mous d’HYTREL®,et de 0,050 mm pour les grades plus durs.

De longues pièces à grand diamètre peuvent être tournées de façon satisfaisante si leur centre est maintenu afin d’em-pêcher le gauchissement.

FraisageL’HYTREL® a été fraisé de façon satisfaisante en utilisant unefraise tournante effilée, porteuse d’une seule lame ayant uneinclinaison arrière de 10°, et d’un broyeur terminal. Avecune fraise tournante de 76 mm, une vitesse opérationnelle de 10 m/s, produit de bons résultats de coupe.

Les blocs d’HYTREL® doivent être maintenus avant de fraiser.Exercez une légère pression avec un étau ou fixez la pièce àla table à l’aide d’un adhésif à double face. Des blocs d’épais-seur inférieure à 9,5 mm sont difficiles à maintenir à causede la distorsion.

Taraudage ou filetageA cause de cette tendance de l’HYTREL® à faire ventouse(voir «Perçage»), le taraudage de vis est impossible avec lesgrades mous et très difficile avec les grades durs. Les formesqui demandent un taraudage d’HYTREL® doivent être évitées.

Les filetages extérieurs peuvent être faits en utilisant un outilà pointe unique. Cependant, les agglutinements et les distor-sions restent fréquents lorsqu’on filète des pièces d’HYTREL®.

PerçageDes pièces faites en élastomère thermoplastique HYTREL®

peuvent être percées à l’aide de forets hélicoïdaux standardspour grande vitesse. Des forets ayant un angle de 118° ontdonné satisfaction, mais des angles plus faibles améliorentl’aptitude au perçage. Le foret doit être très tranchant pourproduire un trou lisse et sans bavures.

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Pour les types d’HYTREL® de dureté élevée, de bonsrésultats ont été obtenus avec des vitesses de perçage de 500 à 3500 tours/minute, et des vitesses de coupe de 0,13 à3,6 m/s. L’effort nécessaire à l’entraînement du foret diminuelorsque la vitesse augmente. Les types plus mous, parce queplus élastiques, donnent un aspect de surface qui est généra-lement moins bon. Un refroidissement continu améliore lefini. Toutefois, même en utilisant le grade le plus mou sansrefroidissement, on n’observe pas de ramollissement de lasurface à une vitesse de perçage de 5160 tours/minute, avecdes dimensions de forets allant jusqu’à 25 mm de diamètre.

Les tolérances peuvent être difficiles à tenir. L’HYTREL® a«une mémoire élastique», ce qui l’entraîne à faire ventousequand on y fait des trous. Le résultat est, que les dimensionsfinies des trous seront généralement un peu plus petites quela taille du foret, à moins qu’il ne se produise une vibrationdu foret pendant le perçage. Pour trouver les dimensionsexactes utilisez des forets légèrement plus grands, ou ajustezle trou à la bonne taille. Dans les essais de perçage, les dimensions finies des trous obtenus avec des têtes de foretsde 12,7 mm, s’échelonnent de 12 mm (5% plus petit) pourune vitesse réduite, à 13 mm (3% plus grand) à grande vitesse.

Sciage de bandesLes types de lames suivants ont été utilisés de façon satisfai-sante pour scier l’élastomère thermoplastique HYTREL®.– 1,6 dent/cm, scie sauteuse;– 1,6 dent/cm, scie sauteuse, dent sauteuse;– 4 dents/cm, scie sauteuse.

Des vitesses de coupe s’étalant de 0,7 à 30 m/s ont été utilisées.

A basse vitesse, l’efficacité de la coupe étant réduite, uneplus grande puissance est requise. La force nécessaire à l’en-traînement du vilebrequin est moindre à grande vitesse. Lesvitesses maximales de coupe avec des lames à inclinaisonsvariables sont de 18 m/s. Un léger ramollissement a été observé lorsqu’on utilise une lame à 4 dents et une vitesse de 30 m/s, indiquant que des dents plus fines provoqueraientune chaleur de friction plus importante à plus grande vitesse.

Le refroidissement constant de la lame produit une coupenette, car peu ou pas de chaleur est engendrée par la friction.Lorsqu’on utilise des scies qui ne sont pas équipées de refroi-dissement, l’emploi de lames à larges dents est suggéré pourdiminuer la chaleur de friction.

La coupe peut être améliorée en maintenant l’entaille ouverteafin d’empêcher la lame d’adhérer.

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Tableau d’usinage de l’élastomère thermoplastique HYTREL®

Opérations Type d’HYTREL® Outils Vitesse de coupe Conseilsd’usinage conseillés optimaleSciage de bandes Tous grades Lames de 1,6 à 18 m/s Maintenir l’entaille ouverte

4 dents, scie sauteuse pour éviter l’adhérence. Jet de refroidissement constant sur la lame.

Tournage Tous types Outils standards en acier, 2,0 à 2,5 m/s Les outils seront très(Plus facile à à grande vitesse, avec angle quand on effilés. Passer une toiletravailler avec les positif 10° sur la mèche ne refroidit pas émeri pour ajuster auxgrades plus durs) cotes finales.

Fraisage Tous grades Fraise tournante à une 10 m/s Les outils seront trèsseule lame ayant une éffilés. Maintenir lesinclinaison arrière de 10° pièces lors du fraisage.

Perçage Tous grades Perceuse standard à grande 0,13 à 3,6 m/s Utiliser des forets légèrement (Les grades les plus durs vitesse pour les grades plus grands ou affiler les pièces sont plus faciles les plus durs à la bonne dimension.à percer) Refroidir pour obtenir

un fini plus lisseTaraudage Les grades les plus – – Le taraudage de l’HYTREL® est

durs seulement extrêmement difficile à cause de sa tendance à faire ventouse.Eviter les formes nécessitant un taraudage.

Usinage et coupe du DELRIN®

Le DELRIN® peut être usiné sur les machines outils conven-tionnelles par sciage, fraisage, perçage, tournage, alésage,taillage, filetage et taraudage. Ces opérations sont plus aiséessur le DELRIN® que sur les laitons et alliages d’aluminium lesplus faciles à usiner.

Les huiles de coupe, l’eau et les autres auxiliaires de coupesont rarement indispensables sauf pour le ponçage humidepar bande qui implique normalement un arrosage d’eau.L’aptitude à l’usinage est excellente aux vitesses de rotationlentes-avance rapide ainsi qu’aux vitesses de rotation rapides-avance lente en utilisant des outils de coupe rotatifs à axefixe. Dans la majorité des cas les brise-copeaux habituelsmontés sur les outils conviennent.

SciageL’outillage électrique traditionnel tel que les scies à ruban, lesscies à découper et les scies circulaires sont utilisables sansmodification avec le DELRIN®. La vitesse de la lame n’est généralement pas un facteur essentiel. Toutefois il est impor-tant que la denture présente une légère voie. Le DELRIN® estthermoplastique et la chaleur de frottement entraîne sa fusion,il est donc nécessaire de prévoir un jeu.

PerçageLes forets hélicoïdaux normaux sont utilisables pour le DELRIN®. L’utilisation des outils dits «pour matières plas-tiques» qui ont un pas plus long et des lèvres de coupe d’un poli plus élevé, est souhaitable.

Fig. 11.01 Perçage Conditions d’usinage: Vitesse de coupe, 1500 t/min.;foret hélicoïdal standard, diamètre 13 mm, angleau sommet 118°; avance moyenne. Absence de liquide de refroidissement. Matériau: DELRIN® 500.

Toutefois les bords d’attaque de ces forets sont usinés platset leur angle d’affûtage doit être modifié afin de couper plusque râper. Pour le perçage à grande vitesse, un liquide de refroidissement, l’eau ou l’huile de coupe par exemple,peut être utile pour réduire la chaleur due au frottement. Enabsence de liquide de refroidissement, le foret doit être retiréde temps en temps du trou afin de le débarrasser des copeauxet de prévenir une surchauffe. Les trous peuvent être obtenusà une cote précise à condition que les forets ne s’échauffentpas.

TournageLe DELRIN® s’usine sur les tours conventionnels pour le tra-vail des métaux. Les arêtes de coupe doivent être meuléescomme pour le travail du laiton de décolletage. Une contre-face de dépouille et un brise-copeaux de bonne dimensionpermettront dans la plupart des cas d’éviter les stries et lesinterférences d’entailles. De même que pour les autres maté-riaux, un bon fini de surface sera obtenu avec une grande vitesse de rotation et une faible avance.

Lorsque l’objet à tourner est long et de petit diamètre, ilconvient d’utiliser des lunettes fixes pour empêcher son fléchissement. Il est nécessaire, si la vitesse de rotation estélevée, d’arroser la lunette avec un liquide de refroidisse-ment pour évacuer la chaleur de frottement.

FraisageLes fraiseuses et les fraises traditionnelles sont utilisablesavec le DELRIN® dans la mesure où les arêtes de coupe sonttrès aiguës. Quand on utilise une fraise à queue, on a observéque le type à goujures offre aux copeaux un meilleur passageet crée moins de chaleur de friction.

TaillageOn peut tailler le DELRIN® sur les étaux limeurs convention-nels sans aucune modification des machines ou des outilla-ges. Cet équipement permet d’obtenir d’excellents résultats.

AlésageLe DELRIN® peut s’aléser avec des alésoirs à main ou montéssur collier. Il donne de bons états de surface et des dimen-sions précises. Les alésoirs réglables sont généralement pré-férés. La résilience du DELRIN® fait que la cote des coupeseffectuées à l’alésoir fixe tend à être minorée, sauf si l’alé-sage final enlève au moins 0,15 mm.

Filetage et taraudageIl est possible de fileter et de tarauder le DELRIN® au moyende l’équipement conventionnel. Sur le matériel automatiqueou semi-automatique, on peut employer des filières à ouver-ture automatique et des peignes de filetage à grande vitesse.L’utilisation de lubrifiant ou de liquide de refroidissementn’est généralement pas nécessaire, mais elle peut être utiledans les opérations effectuées à grande vitesse. Les filetagespeuvent être usinés dans le DELRIN® sur des tours conven-tionnels équipés d’outils à tranchant unique.

Comme dans le cas des métaux, il est nécessaire de procéderà des passes successives de 0,15 à 0,25 mm. Du fait de la résilience du DELRIN®, la coupe finale ne doit pas être inférieure

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à 0,15 mm. Lors du filetage de barreaux de grande longueur, ilfaut utiliser une lunette à suivre ou un autre support pour main-tenir la pièce contre l’outil.

Découpage et poinçonnageLes pièces plates comme les rondelles, les anneaux et les engrenages peu précis (d’épaisseur inférieure à 1,5 mm) sontsouvent produites économiquement par poinçonnage ou estampage d’une feuille de DELRIN®. On utilise les emporte-pièces traditionnels actionnés par des presses manuelles ou à moteur. Les pièces de DELRIN® peuvent, avec des matricesbien conçues, être découpées ou matricées avec netteté àgrande cadence. Le préchauffage de la pièce évitera les risques de craquelures.

Finition du DELRIN®

EbarbageIl existe plusieurs moyens pour éliminer les bavures, mais il est bien sûr préférable d’éviter qu’elles ne se forment. Cerésultat est obtenu dans les meilleures conditions en mainte-nant la bonne qualité de l’affûtage des arêtes de coupe, et enménageant des passages suffisants pour les copeaux. Lors-que quelques pièces seulement sont à traiter, il est souventplus simple de couper ou de gratter les bavures avec des outils à main.

Si les bavures ne sont pas trop grandes, il est possible de les enlever au jet de vapeur ou à l’aide d’un équipement dehoning. Il faut prendre soin de ne pas enlever trop de matière.Une autre méthode consiste à utiliser une installation d’abra-sion par tonnelage. C’est l’expérience qui déterminera aumieux le dosage exact de la suspension de matière abrasiveet la durée du cycle de travail.

Limage et meulageL’outil le plus efficace pour le DELRIN® est la fraise lime«Vixen» à grosses entailles profondes, continues, coupantes,et à profil courbe. Ce type de lime comporte des entailles trèsvives qui réalisent une action d’arasage enlevant le matériauavec douceur et netteté. Sont également efficaces les fraisesen acier et les disques abrasifs entraînés à grande vitesse parun moteur. Les rectifieuses ou les meules sans centres per-mettent également de lisser les surfaces de DELRIN®.

Ponçage et polissageLe DELRIN® peut être poncé humide sur un équipement àbande ou à disque. Après cette opération la surface peut êtreamenée à un degré de poli élevé sur une installation conven-tionnelle de polissage. Il faut éviter au cours de ces opérations,une avance excessive qui pourrait entraîner la surchauffe duDELRIN®.

L’opération de polissage comprend normalement trois phases:le ponçage, le polissage proprement dit, et le lustrage.

Le ponçage est réalisé à l’aide d’une roue ventilée, de struc-ture ouverte, constituée par la superposition alternée de dis-ques en mousseline de 30 cm et de 15 cm de diamètre. Onconstruit ainsi une roue de ponçage de 10 à 12 cm d’épais-

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seur. Au cours de l’opération, cette roue est arrosée en per-manence d’une suspension de pierre ponce dans l’eau. Lapièce de DELRIN® est légèrement maintenue au contact de laroue, et animée d’un mouvement constant destiné à éviter unbrûlage ou une inégalité du cendrage. Les meilleurs résultatssont obtenus avec une vitesse de rotation de 1000 t/min.

Le polissage proprement dit est effectué de manière analogue,à l’aide d’une roue de construction similaire. La différencetient à ce que cette dernière opère à sec, et que le produit depolissage n’est appliqué que sur la moitié de la surface de laroue, l’autre moitié demeurant non traitée.

La pièce de DELRIN® est tout d’abord maintenue, pour le polissage, contre la moitié traitée, puis déplacée vers le côténon traité pour essuyer le produit de polissage, et lustrer. Lavitesse optimum de rotation de la roue est comprise entre1000 et 1500 t/min.

Précautions de sécuritéIl faut nettoyer les découpures, tournures et copeaux et ne pasles laisser s’accumuler. La résine acétal DELRIN® est combus-tible. Une accumulation de copeaux pourrait créer un risqued’incendie.

Recuit du DELRIN®

Le recuit du DELRIN® ne s’impose généralement pas commephase de production, compte tenu des coûts supplémentaires etde la difficulté à prévoir les cotes finales. Quand des toléran-ces précises sont exigées, les pièces seront moulées en mou-les chauds (90 à 110° C) pour se rapprocher le plus possibledu taux naturel de cristallinité du produit, et réduire le retraitaprès moulage.

Le recuit est également proposé comme procédure d’essaipour la détermination des conditions de moulage sur un nou-veau moule. Il permet d’évaluer le retrait après moulage et lescontraintes internes. Les modifications dimensionnelles au coursdu recuit représentent fidèlement les variations finales de lapièce en service, alors que le polymère atteint son taux natu-rel de cristallinité.

La plupart des fabricants de préformes d’usinage procèdentau recuit pour relaxer les contraintes internes. Toutefois unnouveau traitement peut être nécessaire au cours du travaildes pièces de précision pour relaxer les contraintes venant de l’usinage, en particulier à la suite de coupes profondes.Le recuit des pièces usinées précède normalement un fini léger ou une passe de finition.

Recuit à l’airLes meilleures conditions pour le recuit du DELRIN® à l’airsont réalisées en étuves à circulation d’air capables de main-tenir une température uniforme contrôlable à ± 2 ° C. Pour lemême degré de recuit que celui obtenu dans l’huile à 160° Cpendant 30 minutes, le traitement dans l’air doit durer 1 heure,car le transfert de chaleur y est plus lent que dans l’huile. Letemps de recuit est de 30 minutes supplémentaires par milli-mètre d’épaisseur de paroi.

Recuit dans l’huileSont recommandées les huiles «Primol» 342* et «Ondina» 33*ou les autres huiles de recuit raffinées. Les pièces peuventêtre recuites à une température «interne» de 160 ± 2° C. Ladurée de l’opération à 160° C est de 5 minutes par millimètred’épaisseur de paroi, après que la pièce ait atteint la tempéra-ture du bain (15 à 20 minutes).

Le bain sera soigneusement agité pour assurer une tempéra-ture uniforme et éviter les surchauffes locales de l’huile.Cette situation pourrait entraîner la déformation et même la fusion des pièces. Celles-ci ne doivent entrer en contactles unes avec les autres, ni avec les parois de la cuve.

Procédure du refroidissementLes pièces recuites retirées de l’enceinte de traitement sontrefroidies lentement, en atmosphère calme, à la températureambiante. Les pièces ne doivent pas être entassées ou empi-lées avant qu’elles ne deviennent froides au toucher, ces ma-nipulations effectuées à chaud risqueraient de les déformer.

Usinage et coupe du ZYTEL®

Le ZYTEL® s’usine selon les techniques normalement employéespour le laiton tendre. Les liquides de refroidissement ne sontgénéralement pas nécessaires à la bonne qualité du travail,mais l’arrosage à l’eau ou aux huiles solubles permet des vitesses de coupe plus élevées. Le ZYTEL® n’étant pas aussirigide que les métaux, la pièce à usiner devra être fermementsupportée au cours de l’usinage afin d’empêcher une défor-mation et les imprécisions qui en découleraient. Les piècesdoivent normalement être amenées à la température ambianteavant la vérification de leurs cotes.

Conception de l’outillageLes outils de coupe utilisés pour le ZYTEL® doivent avoir untranchant bien affilé et être pourvus d’un dégagement impor-tant. On ne saurait trop insister sur la nécessité d’arêtes decoupe vives et d’un dessin permettant l’élimination faciledes copeaux. Les outils émoussés ou ceux dont les arêtesgrattent plus qu’elles ne coupent entraîneront des échauffe-ments excessifs. L’absence d’une dépouille suffisante per-mettant le dégagement rapide des copeaux peut conduire à l’agglomération et à la fusion de ceux-ci.

Comme pour les métaux, les outils à pointe de carbure ou de diamant sont avantageusement utilisés pour l’usinage en grande série des pièces en ZYTEL®.

* Fournisseurs d’huile de recuit en Europe. «Primol» 342 et «Primol» 355 (Esso), «Ondina» 33 (Shell), White Oil N 15 (Chevron).

SciageLe matériel électrique conventionnel, c’est-à-dire les scies àruban, à découper et les scies circulaires sont utilisables sansmodification avec le ZYTEL®. Il est important toutefois deprévoir pour la denture de ces lames une légère voie. Leséquipements dits «scie à matière plastique» à lame évidéedont la denture ne comporte pas de voie, ne conviennent pasau travail du ZYTEL®. Celui-ci développe plus de chaleur defrottement que la plupart des autres matières plastiques, unample dégagement des dents est donc à prévoir pour éviterl’agglomération et la fusion.

Bien que le ZYTEL® puisse être scié sans apport de liquidesde refroidissement, leur emploi permet des vitesses de coupeplus importantes.

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Fig. 11.02 Sciage Conditions du sciage: Vitesse de la lame 1200 m/min.Lame 6 mm de largeur, 4 dents par cm.Pas de liquide de refroidissement. Matériau : ZYTEL® 101, épaisseur 35 mm.

Section A–A Section B–B

20°15°-20°

Position 0°-5°15°-20°

A

A

Outil à tourner Outil à tronçonner

5°B

B7°

Position 0°-5°

20°-30°7°

PerçageLes forets hélicoïdaux habituels donnent satisfaction pour leperçage du ZYTEL®. Les lèvres de coupe doivent former unangle au sommet de 118°, et présenter un angle de dépouillede 10–15°. Les outils dénommés «foret à matière plastique»ou «foret à laiton» ne conviennent pas au ZYTEL®. Leur bordd’attaque est usiné plat afin d’effectuer un travail de «râcla-ge». Dans le cas du ZYTEL® ce type de dessin se traduit parune surchauffe et un broutement. Toutefois la plus grandelongueur du pas de l’hélice et le poli plus élevé des lèvres decoupe du «foret à matière plastique» permet une bonne éva-cuation des copeaux hors des trous profonds. Il s’agit d’uneparticularité très souhaitable pour le perçage du ZYTEL®. Cesforets, après une modification de l’angle d’affûtage leur per-mettant de couper plus que de râcler, conviennent bien autravail du ZYTEL®. Il est conseillé d’utiliser une avance decoupe élevée, mais compatible avec l’état de finition désiré,afin d’éviter une surchauffe résultant d’une action plus pro-che du râclage que de la coupe.

L’emploi de liquides de refroidissement est souhaitable pourle perçage du ZYTEL®. En leur absence, le foret doit être retiréde temps en temps du trou afin de le débarasser des copeauxet de prévenir une surchauffe. Les trous peuvent être percésà une cote précise à condition que les forets ne s’échauffent pas.

AlésageLe ZYTEL® se travaille avec les alésoirs conventionnels. Lesalésages obtenus ont un état de surface et une précision satis-faisants. L’emploi d’alésoirs réglables est préférable. La rési-lience du ZYTEL® fait que la cote des coupes effectuées avecun alésoir fixe tend à être minorée. L’alésage du ZYTEL® per-met difficilement d’enlever moins de 0,05 mm par passe,

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Fig. 11.03 Perçage Conditions d’usinage: Diamètre du foret 10 mm.Vitesse de rotation 1000 t/min.Pas de liquide de refroidissement.Produit ZYTEL® 101, épaisseur 35 mm.

l’alésoir parcourt bien l’orifice, mais il n’enlève pas de matière et celui-ci demeure à la cote initiale après le passagede l’outil. Si l’on recherche une cote d’alésage correcte, ladernière passe de l’outil doit enlever au moins 0,15 mm.

Filetage et taraudageLe ZYTEL® peut être fileté et taraudé au moyen de l’outillageconventionnel. L’emploi d’un lubrifiant ou d’un liquide de refroidissement, bien que souhaitable, n’est pas toujoursindispensable. Les filetages peuvent être découpés dans leZYTEL® sur des tours conventionnels équipés d’outils à sim-ple tranchant. Comme dans le cas des métaux, il est néces-saire de procéder à des passes successives de 0,15 à 0,25 mm.Du fait de la résilience du ZYTEL®, la passe finale ne doitpas être inférieure à 0,15 mm. Lors du filetage de barreauxde grande longueur, il faut utiliser une lunette à suivre ou unautre support pour maintenir la pièce contre l’outil.

Il est souvent souhaitable, en production industrielle, d’em-ployer un taraud surdimensionné de 0,15 mm, à moins qu’onne recherche un filetage auto-bloquant.

TournageLe ZYTEL® se tourne facilement sur n’importe quel tourconventionnel pour le travail des métaux. Aucune précautionparticulière n’est à observer bien que, comme pour les autresopérations d’usinage, les outils doivent être très affilés. L’ex-trémité des outils doit être meulée comme pour le travail dulaiton doux, pourvus d’une contreface de dépouille permet-tant l’évacuation facile du copeau continu, et comporter undégagement important pour éviter les stries et les interfé-rences d’entaille. Du fait de la ténacité du ZYTEL®, les brise-copeaux ne sont généralement pas efficaces. On peut em-ployer un système «pick off» pour dégager les copeaux sion le désire. De même que pour les autres matériaux, la

Fig. 11.04 Tournage Conditions d’usinage: Vitesse du tour 980 t/minVitesse de coupe 185 m/min. Avance 0,15 mm.Profondeur de coupe 2,5 mm.Absence de liquide de refroidissement.Matériau usiné ZYTEL® 101 – Diamètre 60 mm.

meilleure qualité de surface est réalisée en adoptant une vitesse de rotation élevée et une avance modérée.

FraisageLe ZYTEL® se travaille facilement à l’aide de fraises conven-tionnelles dans la mesure où les arêtes de coupe sont mainte-nues très aiguisées. On doit, lorsque c’est possible, procéderpar fraisage en avalant, c’est-à-dire dans le sens de l’avance,pour réduire les bavures. L’expérience a montré que les vitesses de coupe supérieures à 300 m/min accompagnéesd’avances dépassant 230 mm/min. donnent d’excellents résultats.

Découpage et poinçonnageLes petites pièces plates comme les rondelles, les anneaux et les engrenages peu précis (d’épaisseur inférieure à 2 mm),sont souvent produites plus économiquement par poinçonnageou estampage d’une bande de ZYTEL® que par injection. Onutilise des emporte-pièces traditionnels mus par des pressesmanuelles ou à moteur. Les pièces de ZYTEL® peuvent, avecdes matrices bien conçues, être découpées ou matricées avecnetteté à grande cadence. L’apparition éventuelle de craque-lures peut être évitée en préchauffant la bande ou en l’im-mergeant dans l’eau jusqu’à ce qu’environ 2% d’humiditésoit absorbée.

Finition du ZYTEL®

EbarbageCertaines opérations d’usinage tendent à former des bavuressur les pièces. Il existe, pour les éliminer, un certain nombrede moyens, mais il est préférable d’éviter qu’elles ne se for-ment. Ce résultat est obtenu dans les meilleures conditionsen maintenant la bonne qualité de l’affûtage des arêtes decoupe, et en ménageant des passages suffisants aux copeaux.Lorsque quelques pièces seulement sont à traiter, il est sou-

Fig. 11.05 Fraisage Conditions d’usinage: Vitesse de coupe 250 m/min. Fraise de 100 mm. Broche de 2,5 mm. Avance 150 mm/min. Profondeur de coupe 0,25 mm. Absence de liquide de refroidissement. Matériau usiné : ZYTEL® 101.

vent plus simple de couper ou de gratter les bavures avec desoutils à main.

Si les bavures ne sont pas trop grandes, on peut les éliminerde façon satisfaisante par flambage ou par fusion. Dans lepremier cas, les bavures sont brûlées par une flamme d’alcoolque l’on déplace autour de la pièce. Les bavures peuvent êtrefondues en dirigeant rapidement un jet d’azote chauffé à290° C sur la surface de la pièce. L’exposition de celle-ci à la flamme ou au gaz doit être très brève afin de pas affecterles dimensions.

Les petites bavures peuvent également être éliminées au jetde vapeur ou à l’aide d’un équipement honing. Il faut pren-dre soin de ne pas enlever trop de matière lorsque le respectdes cotes est essentiel.

Une installation d’abrasion par tonnelage peut aussi être uti-lisée pour l’ébarbage des pièces de ZYTEL®, mais la durée del’opération est habituellement beaucoup plus longue que pourles pièces métalliques.

C’est l’expérience qui déterminera au mieux, pour une pièceparticulière, le dosage exact de la suspension de matière abra-sive et la durée du cycle de travail. La teneur en volume del’abrasif est habituellement le double du volume total despièces de ZYTEL®. On ajoute un détergent au mélange eau-matière abrasive afin que la couleur des pièces ne soit pas altérée par les particules d’abrasif.

Limage et meulageDu fait de la ténacité et de la résistance à l’abrasion des rési-nes polyamide ZYTEL®, les limes traditionnelles ne donnentpas satisfaction. Toutefois les fraises limes rotatives à mo-teur sont efficaces quand elles opèrent à grande vitesse. Lesdisques abrasifs montés sur axe flexible, et les meules porta-tives enlèvent rapidement et efficacement de la matière surles pièces de ZYTEL®. Ce type d’opération requiert habituel-lement un liquide de refroidissement.

Une fraise lime à grosses entailles profondes, continues, cou-pantes, et à profil courbe (couramment désignée lime «Vixen»),déjà utilisée pour l’aluminium et les autres métaux tendres,est très efficace sur le ZYTEL®. Ce type de lime comporte desentailles très vives qui réalisent une action d’arasage enlevantle matériau avec douceur et netteté.

Ponçage et polissageLe ZYTEL® peut être poncé humide sur un équipement à bandeou à disque. Après cette opération, la surface lisse peut êtreamenée à un degré de poli élevé sur une installation conven-tionnelle de polissage.

L’opération de polissage comprend normalement trois phases:le ponçage, le polissage proprement dit, et le lustrage.

Le ponçage est réalisé à l’aide d’une roue ventilée, de struc-ture ouverte, constituée par la superposition alternée de dis-ques en mousseline d’environ 200 à 460 mm de diamètre.On construit ainsi une roue de 100 à 130 mm d’épaisseur.Au cours de l’opération, cette roue est arrosée en permanenced’une suspension de pierre ponce dans de l’eau. La pièce deZYTEL® est légèrement maintenue au contact de la roue, etanimée d’un mouvement constant destiné à éviter un brûlage

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ou une inégalité du ponçage. La vitesse de rotation doit êtreapproximativement de 1000 à 1200 t/min pour des roues de300 à 400 mm de diamètre. Il est essentiel que celles-ci soiententraînées assez lentement pour conserver leur charge desuspension.

Le polissage proprement dit est effectué de manière analogue,à l’aide d’une roue de structure similaire. La différence tient à ce que cette dernière opère à sec, et que le produit de polis-sage n’est appliqué que sur la moitié de la surface de la roue,l’autre moitié demeurant non traitée. La pièce de ZYTEL® esttout d’abord maintenue, pour le polissage, contre la moitiétraitée, puis déplacée vers le côté non traité pour essuyer leproduit de polissage, et lustrer. La vitesse optimale de rotationd’une roue de 400 mm de diamètre est comprise entre 1000et 1500 t/min.

Recuit du ZYTEL®

Lorsque le recuit du ZYTEL® est nécessaire, il sera effectué enabsence d’air et de préférence par immersion dans un liquideapproprié. La température du liquide de traitement thermiquesera supérieure d’au moins 28° C à la température de fonc-tionnement de la pièce. On utilise souvent une températurede 150° C pour obtenir un recuit complet. Cette procédurepermet d’éviter les changements dimensionnels entraînés parles relaxations de contraintes non contrôlées se manifestantau-dessous de cette température. La durée requise pour le recuit est normalement de 5 min. par mm d’épaisseur de paroi. Après retrait du bain de traitement thermique, on lais-sera refroidir la pièce en absence de courant d’air, sinon descontraintes de surface pourraient apparaître. Un moyen sim-ple d’assurer un refroidissement lent et régulier consiste àplacer l’objet dans une caisse ou une boîte en carton.

Le choix du liquide de transfert thermique à utiliser reposerasur les critères suivants:– Sa plage thermique d’utilisation et sa stabilité sont suffi-

santes.– Il ne doit pas attaquer le ZYTEL®.– Il n’émet pas de fumées ou de vapeurs nocives.– Il ne présente aucun risque d’incendie.

Les hydrocarbures à point d’ébullition élevé, telles que certaines huiles ou cires, sont utilisables comme fluides detransfert thermique pourvu que la nature du dépôt qu’ils lais-sent sur la surface de l’objet moulé soit compatible, avec sonemploi ultérieur, c’est le cas, par exemple, des pièces appelésà être lubrifiées en service. Les huiles conseillées sont«Ondine» 33 (Shell) et «Primol» 342 (Esso). Des étudesexpérimentales ont également montré l’intérêt du recuit en étuve sous atmosphère d’azote, bien que cette procédurenécessite un équipement spécial.

Le bain de traitement thermique est chauffé électriquementet thermorégulé à la température souhaitée. Pour obtenir unemeilleure maîtrise de la température, il est préférable que lachaleur soit émise aussi bien par les parois latérales du réci-pient que par son fond. Lorsque l’on doit traiter un grandnombre de petits objets, il est indiqué de les placer dans unecorbeille de fil métallique, munie d’un couvercle pour empê-cher les pièces de flotter, et d’immerger l’ensemble dans lebain pour la durée voulue.

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Pour les applications où la température maximum sera de70° C ou moins, une relaxation satisfaisante des contraintessera obtenue par immersion dans l’eau bouillante. Cetteméthode présente de surcroît l’avantage de permettrel’absorption par le ZYTEL® d’une certaine quantité d’humi-dité qui conditionne partiellement la pièce. Une relaxationsuffisante des contraintes est obtenue en traitant 15 minutespar 3 mm d’épaisseur de paroi de la pièce. Des périodes plusprolongées sont nécessaires quand la pièce doit être condi-tionnée à l’équilibre ou à une valeur proche de l’équilibre.

Conditionnement à l’humiditéLa méthode la plus pratique de conditionnement pour uneutilisation à l’air, qui exige une incorporation de 2,5% d’eau,consiste en une simple immersion dans l’eau bouillante.Toutefois cette méthode ne procure pas un véritable équilibrepuisqu’en surface est absorbé un excès d’humidité, qui ne seredistribue qu’au cours du temps. Il est alors conseillé de fairepénétrer environ 3 à 4% d’eau dans les pièces, l’excès s’éva-porera peu à peu de la surface. Les temps d’immersion dansl’eau bouillante pour obtenir, selon l’épaisseur, 3% d’humi-dité, sont donnés dans la figure 11.06.

Une excellente méthode pour la préparation de quelques piè-ces destinées aux essais consiste à les chauffer dans unesolution, à l’ébullition, d’acétate de potassium (1250 g d’acé-tate de potassium pour 1 litre d’eau). On utilise, pour conser-ver la concentration de la solution, un récipient couvert équi-pé d’un condenseur à reflux. La densité de la solution est de 1,305–1,310 à 23° C. Le ZYTEL® absorbera au maximum2,5% d’humidité quelle que soit la durée du traitement. Le temps nécessaire varie de 4 heures pour une épaisseur de 2 mm, à 20 heures pour une épaisseur de 3 mm.

L’immersion dans l’eau bouillante est une bonne méthodepour le conditionnement des pièces appelées à fonctionnerdans l’eau ou les solutions aqueuses. Les pièces sont immer-gées jusqu’à ce que la saturation soit pratiquement complète,comme le montre la courbe de saturation de la figure 11.06.Pour les sections épaisses (3 mm ou plus), il est plus pratiquede ne conditionner les pièces que partiellement, l’absorptiondevenant très lente au-delà de 4 ou 5%.

10 100 100010,1

4

0

2

6

10

8

12

Time, h

Thi

ckne

ss, m

m

à 3% d’humidité

à saturation

Fig. 11.06 Conditionnement à l’humidité du ZYTEL® 101 (temps d’immersion dans l’eau bouillante)

Ep

aiss

eur

(mm

)

Temps (h)

Belgique/BelgiëDu Pont de Nemours (Belgium)Antoon Spinoystraat 6B-2800 MechelenTel. (15) 44 14 11Telefax (15) 44 14 09

BulgariaVoir Biesterfeld Interowa GmbH & Co. KG sous Österreich.

C̆eská Republika a Slovenská RepublikaDu Pont CZ, s.r.o.Pekarska 14/268CZ-15500 Praha 5 – JinoniceTel. (2) 57 41 41 11 Telefax (2) 57 41 41 50-51

DanmarkDu Pont Danmark A/SSkjøtevej 26P.O. Box 3000DK-2770 KastrupTel. 32 47 98 00Telefax 32 47 98 05

DeutschlandDu Pont de Nemours (Deutschland) GmbHDuPont Straße 1D-61343 Bad HomburgTel. (06172) 87 0Telefax (06172) 87 27 01

EgyptDu Pont Products S.A.Bldg no. 6, Land #7, Block 1New MaadiET-CairoTel. (00202) 754 65 80Telefax (00202) 516 87 81

EspañaDu Pont Ibérica S.A.Edificio L’IllaAvda. Diagonal 561E-08029 BarcelonaTel. (3) 227 60 00Telefax (3) 227 62 00

FranceDu Pont de Nemours (France) S.A.137, rue de l’UniversitéF-75334 Paris Cedex 07Tel. 01 45 50 65 50Telefax 01 47 53 09 67

HellasRavago Plastics Hellas ABEE8, Zakythou Str.GR-15232 HalandriTel. (01) 681 93 60Telefax (01) 681 06 36

IsraëlGadot Chemical Terminals (1985) Ltd.22, Shalom Aleichem StreetIL-633 43 Tel AvivTel. (3) 528 62 62Telefax (3) 528 21 17

ItaliaDu Pont de Nemours Italiana S.r.L.Via Volta, 16I-20093 Cologno MonzeseTel. (02) 25 30 21Telefax (02) 25 30 23 06

MagyarországVoir Biesterfeld Interowa GmbH & Co. KG sous Österreich.

MarocDeborel Maroc S.A.40, boulevard d’Anfa – 10°MA-CasablancaTel. (2) 27 48 75Telefax (2) 26 54 34

NorgeDistrupol Nordic Niels Leuchsvei 99N-1343 EiksmarkaTel. 67 16 69 10Telefax 67 14 02 20

ÖsterreichBiesterfeld Interowa GmbH & Co. KGBräuhausgasse 3-5P.O. Box 19AT-1051 WienTel. (01) 512 35 71-0Fax (01) 512 35 71-31e-mail: [email protected]: www.interowa.at

PolskaDu Pont Poland Sp. z o.o.ul. Powazkowska 44CPL-01-797 WarsawTel. +48 22 320 0900Telefax +48 22 320 0910

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RomaniaVoir Biesterfeld Interowa GmbH & Co. KG sous Österreich.

RussiaE.I. du Pont de Nemours & Co. Inc.Representative OfficeB. Palashevsky Pereulok 13/2SU-103 104 MoskvaTel. (095) 797 22 00Telefax (095) 797 22 01

Schweiz/Suisse/SvizzeraDolder AGImmengasse 9Postfach 14695CH-4004 BaselTel. (061) 326 66 00Telefax (061) 322 47 81Internet: www.dolder.com

SlovenijaVoir Biesterfeld Interowa GmbH & Co. KG sous Österreich.

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SverigeDu Pont Sverige ABBox 23SE-164 93 Kista (Stockholm)Tel. (8) 750 40 20Telefax (8) 750 97 97

TürkiyeDu Pont Products S.A.Turkish Branch OfficeSakir Kesebir cad. Plaza 4No 36/7, BalmumcuTR-80700 IstanbulTel. (212) 275 33 82Telefax (212) 211 66 38

UkraineDu Pont de Nemours International S.A.Representative Office3, Glazunova StreetKyiv 252042Tel. (044) 294 96 33/269 13 02Telefax (044) 269 11 81

United KingdomDu Pont (U.K.) LimitedMaylands AvenueGB-Hemel HempsteadHerts. HP2 7DPTel. (01442) 34 65 00Telefax (01442) 24 94 63

ArgentinaDu Pont Argentina S.A.Avda. Mitre y Calle 5(1884) Berazategui-Bs.As.Tel. +54-11-4229-3468Telefax +54-11-4229-3117

BrasilDu Pont do Brasil S.A.Al. Itapecuru, 506 Alphaville06454-080 Barueri-São PauloTel. (5511) 7266 8229

Asia PacificDu Pont Kabushiki KaishaArco Tower8-1, Shimomeguro 1-chomeMeguro-ku, Tokyo 153-0064Tel. (03) 5434-6935Telefax (03) 5434-6965

South AfricaPlastamid (Pty) Ltd.43 Coleman StreetP.O. Box 59Elsies River 7480Cape TownTel. (21) 592 12 00Telefax (21) 592 14 09

USADuPont Engineering PolymersBarley Mill Plaza, Building #22P.O. Box 80022Wilmington, Delaware 19880Tel. (302) 999 45 92Telefax (302) 892 07 37

Pour les pays autres que ceux mentionnés ci-dessus,veuillez contacter:Du Pont de Nemours International S.A.2, chemin du PavillonCH-1218 Le Grand-Saconnex/GenèveTel. (022) 717 51 11Telefax (022) 717 52 00

Les informations fournies ont été établies sur la base desconnaissances techniques en notre possession. Ces infor-mations sont susceptibles d’être modifiées en tout tempsau gré de nos nouvelles connaissances et de nos expé-riences. Ces informations correspondent aux propriétés typiques du matériau et ne concernent que ce matériau.Sauf indication contraire, les informations fournies peuventne pas correspondre aux propriétés typiques du matériaulorsque celui-ci est utilisé avec d’autres matériaux, des addi-tifs ou dans certains procédés. Ces informations ne doiventpas servir à établir des limites de spécification et ne doiventpas être utilisées telles quelles pour servir de base de de-sign. Ces informations ne doivent pas non plus se substitueraux tests éventuellement nécessaires à déterminer si le matériau en question est adapté à l’usage auquel vous ledestinez. En l’absence de connaissances particulières de vos conditions d’utilisation du matériau, DuPont n’assume aucune obligation de résultat de même qu’aucune respon-sabilité en relation avec l’utilisation des informations four-nies. Les informations contenues dans cette brochure nesauraient être interprétées comme une licence sous quel-que brevet que ce soit ou comme une invitation à enfreindredes droits découlant de la propriété intellectuelle.Attention: ne doit pas être utilisé comme implant humainpermanent. Pour d’autres applications médicales, veuillezconsulter l’avertissement de DuPont se référant aux appli-cations médicales «DuPont Medical Caution Statement».

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