Développement d’un système de fabrication additive hybride par … · 2020. 8. 7. · The...
131
© Alex Parent, 2019 Développement d’un système de fabrication additive hybride par mise en fusion d’un filament d’aluminium grâce au chauffage par induction Mémoire Alex Parent Maîtrise en génie mécanique - avec mémoire Maître ès sciences (M. Sc.) Québec, Canada
Transcript of Développement d’un système de fabrication additive hybride par … · 2020. 8. 7. · The...
© Alex Parent, 2019
Développement d’un système de fabrication additive hybride par mise en fusion d’un filament d’aluminium
grâce au chauffage par induction
Mémoire
Alex Parent
Maîtrise en génie mécanique - avec mémoire
Maître ès sciences (M. Sc.)
Québec, Canada
ii
Résumé
Les machines de fabrication additive métallique actuelles sont dispendieuses et
généralement peu productives. De plus, la plupart des pièces issues de la fabrication
additive doivent être usinées après l’impression pour obtenir de bonnes tolérances
géométriques. L’objectif de ce projet de recherche est de développer un système de
fabrication additive hybride pouvant remplacer les machines d’usinage traditionnelles.
Les systèmes hybrides combinent les avantages de la fabrication additive et de l’usinage
dans un seul système.
Ce mémoire présente le développement et la mise en service d’un système de
fabrication additive hybride formant des pièces en aluminium à partir d’un filament
d’Al4043. Ce système utilise une technologie innovatrice qui se base sur le principe de
chauffage par induction. Le filament est fondu directement par induction à l’intérieur d’un
tube, puis un flux d’argon permet à l’aluminium en fusion de s’éjecter du tube. Cette
méthode permet de faire des préformes en aluminium qui peuvent être usinées afin
d’obtenir une pièce finale. Cette technologie permettrait de fabriquer une machine
hybride à faible coût tout en ayant un taux de déposition élevé.
Le système a été installé sur un bras robotisé FANUC. Les résultats préliminaires
démontrent qu’il est possible de générer des gouttelettes d’aluminium de manière
contrôlée en pulsant le débit d’argon grâce à une valve. Les gouttelettes sont générées
à chaque pulse puis sont projetées sur un substrat en suivant une trajectoire précise.
L’accumulation des gouttelettes formera une couche d’aluminium, puis les couches
seront empilées pour former une pièce. Des pièces en aluminium ont été mises en forme
grâce à ce nouveau procédé de fabrication additive. Le volume des pièces pouvant être
imprimées est limité par la perte d’efficacité du système de chauffage par induction après
plusieurs minutes d’utilisation. La densité apparente la plus élevée obtenue avec ce
système est de 84%.
iii
Abstract
Current metal additive manufacturing machines are expensive and generally
unproductive. In addition, the majority of parts from additive manufacturing must be
machined after printing to achieve good geometric tolerances. The objective of this
research project is to develop a hybrid additive manufacturing system that can replace
traditional machining machines. Hybrid systems combine the benefits of additive
manufacturing and machining into a single system.
This thesis presents the development and usage of a hybrid additive manufacturing
system that can form aluminum parts from a Al4043 filament. The system presented in
this thesis uses an innovative technology that is based on the principle of induction
heating. The filament is melted directly by induction inside a tube, then a flow of argon
allows the molten aluminum to eject from the tube. This method makes aluminum
preforms that can be machined to obtain a final piece. With this technology, it could be
possible to manufacture a hybrid machine at low cost while having a high deposition rate.
The system was installed on a FANUC robotic arm. Preliminary results demonstrate that
it is possible to generate aluminum droplets in a controlled manner by pulsing the argon
flow through a valve. The droplets are generated at each pulse and are projected onto a
substrate along a precise trajectory. The accumulation of droplets will form a layer of
aluminum, then the layers will be stacked to form a part. Aluminum parts have been
shaped by this new additive manufacturing process. The volume of parts that can be
printed is limited by the loss of efficiency of the induction heating system after several
minutes of use. The highest bulk density obtained with this system is 84%.
iv
Table des matières
Résumé ........................................................................................................................ ii
Abstract ........................................................................................................................ iii
Table des matières ...................................................................................................... iv
Liste des tableaux ........................................................................................................ vii
Liste des figures .......................................................................................................... viii
Remerciements ............................................................................................................ xi
Introduction ................................................................................................................... 1
Mise en contexte ....................................................................................................... 1
Définition du projet .................................................................................................... 3
Structure de ce mémoire ........................................................................................... 4
CHAPITRE 1 : revue de la littérature ............................................................................ 5
1.1 Les étapes de la fabrication additive .................................................................... 5
1.2 La fabrication additive métallique ........................................................................ 6
1.2.1 Frittage sélectif par laser ............................................................................... 8
1.2.2 Fusion sélective par laser ........................................................................... 10
1.2.3 Fusion sélective par faisceau d’électrons .................................................... 11
1.3 Extrusion de mélange liant et poudre métallique ............................................... 12
1.4 Fabrication de pièce à gradient de composition chimique .................................. 13
1.4.1 La fabrication stratifiée ................................................................................ 13
1.4.2 Déposition directe par laser avec apport de poudre .................................... 15
1.4.3 Fabrication additive par projection à froid .................................................... 17
1.5 Fabrication de préformes destinées à l'usinage ................................................. 18
1.5.1 Fabrication additive par mise en fusion de fil métallique .............................. 18
1.5.2 Déposition directe de gouttelettes de métal fondu ....................................... 23
1.6 Les technologies hybrides ................................................................................. 26
CHAPITRE 2 : Essais préliminaires ............................................................................ 27
2.1 Fabrication additive métallique à partir de composite cuivre-PLA ...................... 27
2.1.1 Fabrication du cube .................................................................................... 28
v
2.1.2 Analyse des échantillons ............................................................................. 29
2.1.3 Conclusion .................................................................................................. 31
2.2 Chauffage par induction d’un cylindre d’acier .................................................... 32
2.2.1 Principes du chauffage par induction .......................................................... 32
2.2.2 Fabrication du système et essais expérimentaux ........................................ 33
2.3 Chauffage par courant induit dans un fil d’aluminium ........................................ 35
2.3.1 Calculs théoriques servant à la conception d’un système de chauffage par
induction .............................................................................................................. 36
2.3.2 Conception et fabrication d’un système de chauffage par induction haute
fréquence............................................................................................................. 39
2.3.3 Essais expérimentaux préliminaires de déposition contrôlée ...................... 44
CHAPITRE 3 : Conception, fabrication et expérimentation du premier montage robotisé
................................................................................................................................... 48
3.1 Définition de l’objectif après les essais préliminaires ......................................... 48
3.2 Conception du premier montage robotisé .......................................................... 48
3.3 Programmation et essais expérimentaux ........................................................... 52
3.3.1 Démarche de détermination des limites pour chaque paramètre ................. 53
3.4 Inconvénients et problématiques rencontrées lors des essais ........................... 54
3.5 Conclusion ........................................................................................................ 56
CHAPITRE 4 : Conception et fabrication du montage robotisé final ............................ 57
4.1 Conception du montage robotisé final ............................................................... 57
4.2 Composants de la plaque de support ................................................................ 60
4.3 Conception du noyau du montage ..................................................................... 63
4.4 Fabrication et assemblage du montage ............................................................. 65
CHAPITRE 5 : Mise en service du montage robotisé final .......................................... 67
5.1 Déposition en mode continu .............................................................................. 67
5.1.1 Analyse de l’obstruction du tube ................................................................. 68
5.1.2 Évaluation du contrôle et de la répétitivité en mode continu ........................ 69
5.2 Déposition en mode pulsé ................................................................................. 72
5.3 Choix du mode de déposition ............................................................................ 74
vi
5.4 Amélioration de la précision des passes ............................................................ 75
5.4.1 Utilisation de l’alliage 4043 .......................................................................... 75
5.4.2 Diminution du diamètre du fil ....................................................................... 76
5.4.3 Diminution du diamètre interne du tube de céramique. ............................... 76
5.5 Recherche d’un substrat d’impression adéquat ................................................. 78
5.6 Premiers essais de fabrication de pièces ........................................................... 81
5.7 Modification de l’électronique et du programme................................................. 84
CHAPITRE 6 : Fabrication de pièces et analyse des résultats .................................... 88
6.1 Description des échantillons et choix des paramètres constants ....................... 88
6.2 Plan d’expérience par méthode Taguchi............................................................ 89
6.3 Impression et caractérisation des échantillons .................................................. 94
6.3.1 Fabrications des échantillons ...................................................................... 94
6.3.2 Mesure de la densité apparente .................................................................. 95
6.4 Analyse des résultats ........................................................................................ 96
6.4.1 Influence des paramètres sur la densité apparente ..................................... 96
6.4.2 Influence de la morphologie des échantillons sur la densité. ..................... 100
6.5 Discussion ....................................................................................................... 101
Conclusion ................................................................................................................ 102
Retour sur les objectifs initiaux et les résultats obtenus ......................................... 102
Perspective pour la suite du projet ........................................................................ 103
Bibliographie ............................................................................................................. 104
ANNEXES ................................................................................................................ 109
Annexe 1: Schéma ............................................................................................... 109
Annexe 2: Programme VBA pour le mode continu ................................................ 110
Annexe 3: Programme KAREL pour déplacer le bras sur 150 mm ........................ 111
Annexe 4: Programme VBA pour le mode pulsé .................................................. 112
Annexe 5 : Programme KAREL pour la fabrication des échantillons ...................... 113
Annexe 6 : Programme VBA final pour la fabrication d’échantillons ....................... 118
vii
Liste des tableaux
Tableau 1: Présentation des principaux procédés de fabrication additive, de leurs
avantages et de leurs applications ................................................................................ 7
Tableau 2: Valeurs pour calculer la profondeur de pénétration ................................... 38
Tableau 3: Valeurs pour calculer l'aire effective du conducteur ................................... 39
Tableau 4 : Gammes efficaces des paramètres pour le premier montage robotisé ..... 52
Tableau 5 : Paramètres constants pour les essais en mode continu ........................... 71
Tableau 6 : Évaluation de la constance et de la répétabilité du procédé en mode continu
................................................................................................................................... 71
Tableau 7 : Analyse de la performance des substrats d’impression ............................ 79
Tableau 8 : Paramètres communs à tous les essais expérimentaux ........................... 88
Tableau 9 : Matrice Taguchi L12 ................................................................................. 90
Tableau 10 : Définition des paramètres utilisés pour les 12 expériences sur le modèle de
la Matrice L12 ............................................................................................................. 92
Tableau 11 : Présentation de la masse des échantillons et de leurs taux de porosité . 97
viii
Liste des figures
Figure 1 : Prévision de la croissance du marché reliée à la fabrication additive métallique
[2] ................................................................................................................................. 2
Figure 2 : Représentation de la zone pâteuse ou «Mushy zone» dans un diagramme de
phases .......................................................................................................................... 9
Figure 3 : Morphologies de la surface de poudre d'acier a) par fusion par laser et b) par
frittage laser [7] ........................................................................................................... 10
Figure 4: Étapes de fabrication du procédé d'extrusion de mélange liant et poudre
métallique [13] ............................................................................................................ 13
Figure 5: Sonotrode pour le soudage par ultrasons [15] .............................................. 14
Figure 6 : Fabrication additive par empilement de feuillards [14] ................................. 15
Figure 7: Système de déposition coaxial [16] .............................................................. 16
Figure 8: Mécanisme d'adhésion sans fusion [22] ....................................................... 17
Figure 9 : Pièces en acier contenant des éléments en cuivre fabriquées avec le système
[25] ............................................................................................................................. 18
Figure 10: Procédés de fabrication additive par fil et arc électrique a) soudage à l’arc
sous gaz (MIG) b) soudage sous gaz avec électrode de tungstène (TIG) c) soudage par
plasma [28] ................................................................................................................. 20
Figure 11 : Imprimante de source ouverte coûtant moins de 2000 $ US en pièces [29]
................................................................................................................................... 21
Figure 12 : Engrenage imprimé en acier ER70S-6 [29] ............................................... 21
Figure 13 : Variations des patrons de déposition des couches déposées ................... 22
Figure 14 : Pièces fabriquées par le système Magneto-jet de la compagnie Vader system
[39] ............................................................................................................................. 25
Figure 15: Profil du traitement thermique .................................................................... 28
Figure 16: a) et c) Face du cube avant le traitement thermique à 100X et 500X
respectivement. b) et d) Faces de rupture du cube après le traitement thermique à 100X
et 500X respectivement .............................................................................................. 30
Figure 17 : Montage expérimental du chauffage par induction d’un cylindre d’acier .... 34
Figure 18 : Vue en coupe de la pièce d’acier utilisée dans le montage ( toutes les cotes
sont en mm) ................................................................................................................ 34
Figure 19 Circuit du système de chauffage par induction ........................................... 41
Figure 20 : Variac utilisé pour ajuster la tension du circuit ........................................... 41
Figure 21: Assemblage couplé au circuit électrique pour la mise en fusion de filament
d'aluminium ................................................................................................................. 43
Figure 22 : vue arrière de l’assemblage ...................................................................... 44
ix
Figure 23: a) Formation des gouttelettes telle que désirée b) Formation des gouttelettes
selon les observations ................................................................................................ 45
Figure 24 : Montage avec l’ajout d’un tube de céramique et d’un débit d’argon. ......... 47
Figure 25: Torche MIG pour installer la tête d’induction .............................................. 48
Figure 26 : Tête d’induction plus compacte du premier montage robotisé ................... 49
Figure 27:Premier montage robotisé dans son ensemble ........................................... 50
Figure 28 : Vue en coupe du premier montage robotisé .............................................. 51
Figure 29 : a) Vue du dessous du montage, avec l’extrémité du fil d’aluminium visible b)
Vue rapprochée du premier montage robotisé ............................................................ 51
Figure 30 : a)Vue en coupe montrant le décentrage du fil d’aluminium lors des essais
b) Décentrage observé grâce à une caméra GoPro .................................................... 55
Figure 31 : Montage final avec les trois éléments principaux : le substrat d’impression,
l’enclos de protection et la plaque de support ............................................................. 58
Figure 32 : Substrat d’impression présenté en vue isométrique translucide ................ 59
Figure 33 : Vue de dessous de la plaque de support .................................................. 60
Figure 34 : Schéma détaillé de la plaque de support et de ses composants ............... 62
Figure 35 : Vue isométrique du noyau du montage ..................................................... 63
Figure 36 : Vue en coupe du noyau du montage ......................................................... 64
Figure 37 : Photo du montage robotisé final assemblé ............................................... 66
Figure 38 : Ligne de gouttelettes déposées en mode continu ..................................... 69
Figure 39 : Les trois phases de la déposition d’une ligne en mode continu ................. 70
Figure 40 : Dépôt typique du mode pulsé sur une plaque de polycarbonate ............... 73
Figure 41 : Passe produite avec un tube d’un diamètre interne de 2,38mm. ............... 77
Figure 42 : Passes incomplètes déposées sur une tôle d’aluminium imprégné ........... 78
Figure 43 : Tôle de bronze perforé en place sur le substrat d’impression chauffé ....... 80
Figure 44 : Trajectoires de déposition des couches .................................................... 81
Figure 45 : Premier échantillon en alliage Al4043 ....................................................... 82
Figure 46 a) Dessus de la pièce et b) dessous de la pièce ......................................... 83
Figure 47 : Comparaison entre une pièce avec un manque de fusion et une pièce saine
................................................................................................................................... 83
Figure 48 : Circuit électronique de contrôle du voltage ................................................ 84
Figure 49 : Échantillon de 40 couches en Al4043 ....................................................... 85
Figure 50 : Présentation des éléments nécessaires au contrôle du système de chauffage
par induction : a) Circuit électronique de puissance b) Circuit électronique de contrôle du
voltage c) Oscilloscope d) Appareil de lecture du voltage ........................................... 86
Figure 51: Ajouts de protecteurs sur les circuits électroniques et d’un ventilateur. Les
lettres correspondent aux mêmes éléments que pour la figure 50. ............................. 87
x
Figure 52 : Représentation du Weld_Width sur la trajectoire parcouru par le robot ..... 91
Figure 53 : Échantillon de l’expérience 9 de forme pyramidale ................................... 93
Figure 54 : Échantillons 1 à 12. ................................................................................... 94
Figure 55: Montage pour mesurer la densité apparente .............................................. 96
Figure 56 : Graphe d’effets des paramètres du procédé sur la densité apparente ...... 98
Figure 57 : L’échantillon 8 à gauche et l’échantillon 6 à droite avec une particularité
morphologique .......................................................................................................... 101
xi
Remerciements
Je souhaite remercier tous ceux et celles qui m’ont aidé dans la réalisation de ce
mémoire. Merci à Michel Guillot, mon directeur de maîtrise, qui m’a guidé tout au long
de la réalisation de ce mémoire.
Merci à mes collègues de bureau, Amar, Mathieu et Joël. Ils m’ont aidé à me familiariser
avec la conception mécanique et à l’utilisation d’un logiciel de dessin. Merci à Yves Jean,
qui a fabriqué un équipement électronique essentiel pour mon projet. Sans toi, la
réalisation du projet aurait été impossible. Merci également à Michel Dominique et André
Chamberland pour leur aide précieuse en électronique. Merci à Frédéric Morin et Pierre
Carrier qui m’ont aidé avec la réalisation des montages.
Merci à mes amis et ma famille qui m’ont offert un support essentiel à la réalisation du
projet. Merci particulièrement à ma conjointe, Justine, qui m’a soutenu au cours du projet
et qui m’a aidé pour l’écriture du mémoire. Merci à Luc et Martine, votre support fut
particulièrement apprécié lors des phases plus difficiles de la maîtrise.
Merci à tous!
1
Introduction
Mise en contexte
Le présent projet de recherche a été effectué par un étudiant à la maîtrise à l’Université
Laval sous la direction du professeur Michel Guillot au département de génie mécanique.
La fabrication additive (FA) est définie par l’ASTM («American Society for Testing and
Materials») comme étant le procédé de mise en forme d’une pièce par ajout de matière,
par empilement de couches successives, en opposition aux procédés par retrait de
matière, tel que l’usinage [1]. La fabrication additive permet de fabriquer une pièce
directement à partir de son fichier numérisé. Bien que la fabrication additive ait été
développée au départ pour le prototype rapide, son utilisation s’est largement étendue
pour une vaste gamme d’autres applications. Aujourd’hui, la fabrication additive est
utilisée pour la fabrication journalière de pièces et n’est plus confinée au domaine du
prototypage. La fabrication additive permet aussi de fabriquer des géométries très
complexes, impossibles à fabriquer par les autres procédés de mise en forme. Le
principe général de la fabrication additive consiste à superposer des couches de matériel
successivement, jusqu’à l’obtention d’une pièce.
En plus de ceux mentionnés précédemment, les principaux avantages de la fabrication
additive sont :
Élimination de composants d’assemblage
Minimisation de l’énergie et des rejets
Absence d’outillage
Cycle de production très court
Plusieurs équipements commerciaux de fabrication additive sont disponibles. Les
différences entre ces machines sont les matériaux qu’elles peuvent fabriquer, la manière
dont les couches sont fabriquées et la manière dont les couches sont liées.
Tous ces facteurs détermineront une multitude de caractéristiques de la pièce fabriquée.
Des caractéristiques comme les tolérances de fabrication et les propriétés mécaniques
de la pièce. Ils détermineront également le temps de fabrication de la pièce, la quantité
de travail post-procédé, la taille de la machine utilisée et le coût des équipements utilisés.
2
Certaines de ces machines permettent la mise en forme de pièce métallique, ce qui
permet de fabriquer des pièces qui sont à la fois géométriquement complexes et très
résistantes. La fabrication additive métallique reste à ce jour un procédé de fabrication
peu utilisé, mais connait une forte croissance. Le graphique de la figure 1, publié en
décembre 2018, le marché global de la fabrication additive connaitra une forte
croissance dans les prochaines années.
Pourtant, la fabrication additive des métaux reste à ce jour nettement moins répandue
que les procédés de mise en forme traditionnels comme l’usinage, le moulage et le
forgeage.
La faible taille du marché actuel est due à plusieurs facteurs.
La principale raison de leur prolifération lente est le prix des machines. La gamme
de prix variant de 50 000 USD [3] jusqu’à plus de 1 000 000 USD [4].
La productivité des machines de fabrication additives est inférieure à celle des
procédés conventionnels de fabrication. Ce faible taux de déposition mène souvent
à un choix d’un autre procédé que la fabrication additive lorsqu’une grande quantité
de pièces doit être fabriquée.
La majorité des machines de Fabrication additive actuelles produisent des pièces
nécessitant des opérations secondaires suite à la fabrication. Par exemple, les
géométries en porte-à-faux doivent être supportées par une structure qui n’est utile
Figure 1 : Prévision de la croissance du marché reliée à la fabrication additive métallique [2]
3
que pendant l’impression et qui doit être retirée ensuite par des opérations d’usinage.
Les surfaces qui s’accrochent à ces supports sont susceptibles de présenter un
mauvais fini de surface après leur retrait.
Les pièces fabriquées ont généralement beaucoup de contraintes résiduelles. Ces
contraintes sont difficiles à éviter et peuvent causer des déformations majeures dans
les pièces.
Les pièces issues de la fabrication additive ont généralement des propriétés
mécaniques anisotropes. Cette problématique est liée au fait que les premières
couches de matière déposées n’ont pas le même historique thermique que les
dernières couches. La microstructure varie selon l’historique thermique, tout comme
les propriétés mécaniques.
L’éventail de matière première pour ce procédé de mise en forme est très restreint
comparativement aux autres procédés de fabrication. Cela ralentit l’utilisation de la
fabrication additive dans les applications ou certains alliages spécifiques sont
nécessaires. Cela s’applique particulièrement aux alliages d’aluminium.
Le choix de certains paramètres de l’impression aura un énorme impact sur la
précision géométrique de la pièce, mais aussi sur ses propriétés mécaniques.
L’obtention d’une nouvelle géométrie peut prendre plusieurs essais avant d’obtenir
une pièce parfaite, ce qui ajoute au temps de fabrication.
Définition du projet
L’objectif du projet de recherche dans lequel s’inscrit ce mémoire est de concevoir et
fabriquer un système de fabrication additive métallique. La machine devra être en
mesure de remplacer la fabrication traditionnelle par usinage. Pour les besoins du
groupe de recherche du professeur Michel Guillot, il serait préférable de fabriquer une
machine ayant la capacité de mettre en forme des pièces en aluminium. Par ailleurs, le
système doit être peu coûteux à fabriquer et doit permettre la fabrication de pièces dont
les propriétés mécaniques sont semblables aux pièces fabriquées par fonderie.
De plus, le système de fabrication additive conçu doit être innovateur et apporter des
améliorations, soit en étant plus performant, moins dispendieux, ou en utilisant une
nouvelle technologie de fabrication additive. La revue de littérature permettra d’ailleurs
de cibler les procédés qui ont le plus de potentiels. La revue permettra aussi de trouver
des idées de nouvelles technologies qui n’ont pas été testées. Après avoir effectué une
4
série d’essais préliminaires de plusieurs procédés choisis au préalable, les essais les
plus prometteurs guideront le choix de la technologie.
Ce mémoire de maîtrise se distingue donc de la formule habituelle d’un projet de maîtrise
où la définition du projet est clairement établie au préalable.
Structure de ce mémoire
Tout d’abord, une revue de la littérature de la fabrication additive métallique sera
présentée au chapitre 1. Cette revue explique les principes généraux de la fabrication
additive, puis présente les technologies principales de fabrication additive métallique
disponibles avec leurs avantages et limitations respectives. Le chapitre 2 présente les
essais préliminaires qui ont permis de guider le choix de la technologie utilisée pour la
conception du système. Les technologies qui sont testées sont la fabrication additive par
extrusion de tige de liant et poudre métallique et la fabrication additive par fil d’aluminium
fondu par induction. Ces essais ont permis d’arrêter le choix de la technologie sur la
fabrication par fusion de fil d’aluminium par induction.
Au chapitre 3, un premier système de fabrication additive est conçu. Par la suite, la
fabrication et la mise en route de ce système y sont présentées. Le premier concept
comporte toutefois certaines limitations ce qui a mené au développement d’une seconde
version améliorée. La conception de cette nouvelle version est présentée au chapitre 4.
La fabrication et l’assemblage des composants du système y sont également présentés.
Ensuite, le chapitre 5 présente la mise en route du système. La mise en route comprend
toutes les étapes qui ont été nécessaires pour que le système puisse fabriquer une pièce
en aluminium de géométrie simple. Le chapitre 6 est la suite à la mise en route du
système et présente une série d’échantillons qui ont été fabriqués. La densité des
échantillons a été mesurée et les résultats ont permis de montrer l’effet des différents
paramètres sur la densité apparente des pièces d’aluminium.
Finalement, la conclusion résume les contributions du projet, ainsi que les améliorations
possibles afin d’améliorer la performance actuelle du système.
5
CHAPITRE 1 : revue de la littérature
Ce chapitre présente une revue de la littérature sur la fabrication additive métallique. Les
principaux procédés de fabrication additive y sont présentés avec leurs avantages et
leurs inconvénients respectifs. Cette revue permettra de choisir les procédés ayant la
meilleure compatibilité avec l’objectif du projet de maîtrise.
1.1 Les étapes de la fabrication additive
La procédure de fabrication additive, qui totalise huit étapes distinctes, débute par la
production d’un fichier de conception et termine par la production de la pièce. Toutes les
étapes ne sont pas toujours requises selon le procédé utilisé.
Étape 1 : Conception assistée par ordinateur
La première étape de la fabrication additive consiste à avoir un modèle de la pièce qui
doit être dessiné à l’aide d’un logiciel de conception assistée par ordinateur (CAO). Il est
également possible d’utiliser l’ingénierie inverse afin de numériser un objet pour en
obtenir le modèle numérique [5].
Étape 2 : Conversion en fichier STL
La majorité des machines de fabrication additive est compatible avec le format STL
(stéréolithographie), ce qui est rapidement devenu un standard dans l’industrie. Le
modèle provenant du logiciel de CAO est transformé dans ce format. Le fichier de
stéréolithographie ne décrit que la géométrie de surface d'un objet en trois dimensions.
Le fichier STL constitue la base pour le calcul qui définira les différentes couches à
déposer pour la fabrication de la pièce.
Étape 3 : Transfert du fichier STL à la machine
Le fichier STL doit être transféré à la machine de FA. La machine fait des manipulations
du fichier afin de s’assurer que la géométrie, la position, les dimensions et l’orientation
soient adéquates pour la fabrication.
Étape 4 : Paramétrage de la machine
Les paramètres de la machine doivent être correctement ajustés pour l’obtention d’une
pièce saine. Des paramètres comme l’énergie appliquée, l’épaisseur des couches et le
taux de déposition sont fréquemment utilisés par les machines.
Étape 5 : Fabrication de la pièce
La fabrication de la pièce est généralement automatisée et nécessite peu ou pas
d’intervention humaine. Il est tout de même nécessaire de surveiller la machine afin de
6
s’assurer que celle-ci fonctionne correctement et que la pièce en cours de fabrication ne
présente pas de défaut ou que la machine ne manque pas de matériel d’apport.
Étape 6 : Détachement de la pièce
Une fois la pièce complétée, celle-ci doit être retirée de la machine. À cette étape, une
intervention humaine est généralement nécessaire. Il faut donc être certain qu’aucun
composants de la machine ne soit en mouvement ou à une température élevée qui serait
susceptible de causer des brulures.
Étape 7 : Post-traitement
Une fois la pièce retirée de la machine, celle-ci nécessite parfois des traitements
additionnels afin de pouvoir être utilisée. Les pièces métalliques nécessitent souvent un
traitement thermique afin de libérer les contraintes résiduelles induites dans la pièce lors
de sa fabrication. De plus, certains post-traitements consistent à retirer les supports qui
ont servi à la fabrication d’une pièce.
Étape 8 : Application
La pièce fabriquée est maintenant prête à l’emploi. Les pièces fabriquées peuvent
maintenant être assemblées avec d’autres composants mécaniques et électriques pour
former un produit final. Par ailleurs, il est important de comprendre que les machines de
fabrication additives nécessitent beaucoup de maintenance. Elles utilisent par exemple
des lasers fragiles qui ne devraient pas être utilisés dans des endroits trop poussiéreux
ou bruyants.
Bien que les machines opèrent d’elles-mêmes, il est toutefois nécessaire d’effectuer
régulièrement des comptes rendus de l’état de la machine. Selon la technologie utilisée,
les machines requièrent plus ou moins de maintenance.
1.2 La fabrication additive métallique
La fabrication additive métallique regroupe l’ensemble des procédés de fabrication
additive qui servent à mettre en forme une pièce métallique, ou formée d’un composite
à base métallique. Cela comprend tous les procédés qui utilisent une stratégie de
dépositions de couches successives. Il existe aujourd’hui un très grand nombre de
technologies de fabrication additives. Il est possible de classer ces technologies selon
trois grandes orientations. La technologie à préconiser dépendra donc de l’orientation
ainsi que de l’application impliquée. Le tableau 1 présente les principaux procédés de
fabrications additives métalliques et leur orientation respective.
7
Tableau 1: Présentation des principaux procédés de fabrication additive, de leurs avantages et de leurs applications
Fabrication additive métallique
Orientations
principales
Fabrication de géométrie
complexe
Fabrication de pièce à gradient
de composition chimique
Fabrication de préformes
destinées à l'usinage
Principaux
procédés Frittage sélectif par laser(SLS)
Fusion sélective par laser(SLM)
Fusion sélective par faisceau
d’électrons(EBM)
Extrusion à partir de tige de liant et
poudre métallique
Laser engineered net shaping
(LENS)
Pulvérisation à froid (Cold Spray)
Fabrication stratifiée
Wire and arc additive
manufacturing(WAAM)
Fil d’apport fondu
Fabrication additive par déposition
de gouttelettes
Avantages vis-à-
vis les procédés
traditionnels
Grande liberté de design
Augmentation du ratio
résistance/poids
Diminution des composants
d’assemblage
Réduction de coût pour les pièces
très complexes à usiner
Jointement de métaux dissimilaires
Amélioration de la conductibilité
thermique des pièces
Fabrication de composites
Fabrication de matériaux à
gradients de taux de porosités
Diminution des coûts de fabrications
Taux de déposition élevé
Coût des machines inférieures à
beaucoup de procédés traditionnels
et aux autres procédés de FA
Usagers
principaux et
applications
Aéronautique
Automobile
Biomédical
Produits sur mesure
Fabrication de moules haute-
performance
Réparations de pièces
Aéronautique
Défense
8
Les procédés présentés dans le tableau précédent seront décrits dans les prochaines
sections de la revue de la littérature.
1.2.1 Frittage sélectif par laser
Le frittage par laser est un procédé de fabrication additive qui se base sur une déposition
couche par couche de poudre puis d’un frittage laser de la couche déposée [6].Un
système de frittage par laser comprend un laser, un système automatique de déposition
de poudre, un ordinateur pour le contrôle du procédé ainsi que d’autres composants par
exemple un système de gaz protecteur ou un système de préchauffage de la poudre.
Différents types de laser sont utilisés pour générer une augmentation locale de la
température suffisante pour le frittage de la poudre. Les lasers les plus utilisés sont les
lasers CO2, Nd : YAG, à fibres et à disques. Le choix du laser a une influence significative
sur la consolidation de la poudre. En effet, l’absorptivité du faisceau laser des différents
métaux dépend énormément de la longueur d’onde du laser. De plus, les mécanismes
métallurgiques menant à la consolidation de la poudre et à la densification sont
déterminés par la densité d’énergie induite.
La procédure générale de frittage par laser se déroule comme suit :
Un substrat pour la fabrication de la pièce est fixé sur la plateforme de construction
et est mis à niveau. Ensuite, Un gaz de protection (généralement de l’argon) est
introduit dans la chambre de construction hermétique afin de réduire le niveau
d’oxygène sous une certaine concentration. Une mince couche de poudre d’une
épaisseur de moins de 100 microns est ensuite déposée sur le substrat par un
distributeur de poudre. Le faisceau laser balaie alors la couche de poudre selon un
profil déterminé par le fichier STL de la pièce à fabriquer. Les étapes précédentes
sont répétées ce qui permettra une fabrication couche par couche jusqu’à l’obtention
d’une pièce. Des opérations de post-traitement sont souvent nécessaires afin, par
exemple, de retirer des supports qui sont fixés à la pièce ou de faire un traitement
thermique
Durant le frittage par laser, la durée d’exposition des particules varie entre 0,5 et 25 ms
dépendamment de la vitesse de balayage et de la taille du faisceau. Durant ce cycle
thermique très court, le frittage en phase solide n’a pas le temps de se produire à cause
de la cinétique lente associée à la diffusion à l’état solide. Le frittage par laser est donc
un frittage en phase liquide.
9
À ce jour, le frittage par laser a la capacité de produire des pièces avec des mélanges
de poudres ou de la poudre préalliée. En mélangeant deux poudres de nature
différentes, il est possible d’avoir des poudres dont le point de fusion diffère. Ainsi, la
poudre possédant le plus bas point de fusion agit comme liant, ainsi que vecteur à la
diffusion, alors que la poudre qui possède le point de fusion le plus élevé rempli un rôle
structural. La chaleur générée par le faisceau laser doit permettre une augmentation de
la température locale pour dépasser le point de fusion de la poudre qui agit comme liant,
tout en ne dépassant pas le point de fusion de la poudre de support. Une densification
est obtenue grâce à la force capillaire du métal liquide qui permet aux particules solides
de se réarranger. Dans le cas de poudres préalliées, le point de fusion n’est pas
ponctuel, mais s’étend plutôt sur une plage de température. Cette phase semi-solide
entre les températures du solidus et du liquidus est représentée par les intersections des
droits pointillés rouges de la figure 2.
Figure 2 : Représentation de la zone pâteuse ou «Mushy zone» dans un diagramme de phases
[7]
Le frittage en phase liquide nécessite un contrôle très strict des paramètres afin de
toujours rester à l’intérieur de cette zone. Un mauvais contrôle de la température
provoque plusieurs problèmes comme une densification insuffisante, ainsi qu’une
microstructure inhomogène résultant en des propriétés mécaniques anisotropes. Des
opérations de post-traitement telles que le pressage isostatique à chaud (HIP) ou une
infiltration secondaire sont donc souvent nécessaires pour obtenir une pièce avec les
propriétés mécaniques désirées.
10
1.2.2 Fusion sélective par laser
L’apparition de la fusion par laser a été motivée par le demande de produire des
pièces complètement denses qui ont des propriétés mécaniques semblables aux pièces
fabriquées de matériau plein, tout en évitant de passer par des procédés de post-
traitement.
Le procédé de fusion par laser est très semblable à celui du frittage par laser (voir étapes
A à F) plus haut. La seule différence notable réside dans le fait que l’on effectue la fusion
complète de la poudre. L’idée de la mise en fusion a apparu grâce à l’amélioration des
lasers dans les dernières décennies. Désormais, ceux-ci sont plus puissants, ont un
faisceau de plus faible dimension permettant de déposer des couches plus minces. Ces
améliorations ont d’ailleurs permis d’obtenir des pièces qui ont de meilleures
microstructures et des propriétés mécaniques plus intéressantes que celles produites
par le frittage par laser. Simchi [8] et Niu et al [9] qui ont d’ailleurs produits des
composants avec de la poudre d’acier haute vitesse M2, avec la fusion par laser et le
frittage par laser puis ont comparé leurs microstructures. Le taux de densification, le fini
de surface et l’homogénéité de la microstructure sont nettement meilleurs avec la fusion
par laser comparativement au frittage par laser comme le montre la figure 3.
Figure 3 : Morphologies de la surface de poudre d'acier a) par fusion par laser et b) par frittage
laser [9]
Un autre avantage que procure la fusion sélective par laser est de pouvoir traiter des
métaux non-ferreux comme le titane, l’aluminium ou le cuivre, alors que le frittage par
laser ne permet pas de fabriquer efficacement des pièces avec ces métaux. Grâce à la
fusion complète de la poudre, il est possible de fabriquer des pièces d’une densité de
99.5% avec ces métaux [10].
En outre, cette mise en fusion génère un retrait de solidification plus important que lors
du frittage par laser ce qui engendre beaucoup de contraintes résiduelles à l’intérieur de
la pièce. Ces contraintes résiduelles sont à l’origine de distorsion et parfois même de
11
délamination dans la pièce. Néanmoins, la fusion par laser reste à ce jour un des
meilleurs procédés de fabrication additive pour la fabrication de petites ou moyennes
pièces métalliques denses, ayant des géométries complexes.
1.2.3 Fusion sélective par faisceau d’électrons
Tout comme le frittage par laser et la fusion par laser, la fusion par faisceau d’électrons
est un procédé qui utilise la technologie de lit de poudres [11]. Le procédé est très
semblable à la fusion par laser, à part le fait que la source de chaleur soit un faisceau
d’électrons plutôt qu’un faisceau laser. Par contre, les deux procédés diffèrent sur
plusieurs points à cause de la différente nature de l’énergie qui est produite par le
faisceau d’électrons et le faisceau laser. L’utilisation d’un faisceau d’électrons procure
donc certains avantages, mais comporte également des désavantages. Le déplacement
du faisceau par lentilles électromagnétiques permet des vitesses de déplacement de
l’ordre de 105 m/s comparées à seulement 10m/s pour les meilleures machines de fusion
au laser [12]. Par ailleurs, certaines précautions particulières doivent être prises dues à
l’utilisation du faisceau d’électrons. Un vide doit nécessairement être créé dans la
chambre de fabrication afin d’éviter les interactions entre les électrons du faisceau et le
gaz environnant. De plus, une faible pression partielle d’hélium dans la chambre est
souvent nécessaire afin d’éviter le chargement électrostatique de la poudre. Si la poudre
se charge négativement, elle interagira avec le faisceau d’électrons et des nuages de
poudres seront donc formés au passage du faisceau ce qui arrêtera littéralement le
procédé.
Un substrat d’acier inox est généralement utilisé et celui-ci est préchauffé par le passage
du faisceau d’électrons avant de mettre en fusion la première couche de poudre. Lors
de la fabrication de la pièce, il est nécessaire de balayer plusieurs fois la même couche
de poudre afin de faire un prétraitement thermique de la poudre avant la mise en fusion.
Ce prétraitement a pour but de stabiliser le lit de poudre en le frittant partiellement. De
plus, la conductibilité électrique de la poudre augmentera durant ce prétraitement ce qui
facilitera la mise en fusion par la suite. Finalement, le traitement thermique contribue à
augmenter la température du lit de poudre ce qui modifie le taux de refroidissement et
par conséquent libère les contraintes résiduelles. Les pièces fabriquées par fusion par
faisceau d’électrons ont donc généralement moins de distorsion et ont une
microstructure plus grossière que leurs homologues fabriqués par fusion par laser.
La manière dont les photons émis par le faisceau laser interagissent avec la matière est
également différente que celle des électrons. Alors que les photons interagissent
seulement avec la surface de la poudre, soit à une profondeur de quelques nanomètres,
12
les électrons eux peuvent interagir jusqu’à une profondeur de quelques microns. C’est
pourquoi il y a toujours une forte réflexion de la radiation émise par le laser, ce qui fait
que le procédé est peu efficace au niveau énergétique comparativement au faisceau
d’électrons. Avec la fusion par faisceau d’électrons, la mise en fusion de la poudre se
fait sur trois ou quatre couches de plus que la couche visée par le faisceau d’électrons.
Cette remise en fusion permet l’obtention d’une densité de plus de 99.5% et prévient la
formation de certains défauts dans la pièce.
En général, les grains dans une pièce produite par faisceau d’électrons ont une taille
supérieure à ceux d’une pièce produite par fusion par laser à cause du taux de
refroidissement généralement plus lent. La précision des pièces est directement
influencée par la granulométrie de la poudre, le diamètre du faisceau, le retrait de
solidification et les distorsions dues aux contraintes résiduelles.
1.3 Extrusion de mélange liant et poudre métallique
Ce procédé a été développé puis commercialisé principalement par les entreprises
DektopMetal [13] et MarkForged [14]. La technologie repose sur un procédé qui
s’apparente au Moulage par injection métallique ou MIM, mais sans utilisation de moule.
La matière première est sous forme de tiges cylindriques constituées d’un liant
polymérique et de poudre métallique (figure 4). Celles-ci sont extrudées par une buse
chauffée, tout comme les systèmes de type FDM («Fused Deposition Modeling»). Les
autres composants de ce système de fabrication additive sont très similaires aux
imprimantes FDM traditionnelles. Les pièces imprimées sont encore constituées d’un
grand volume de liant polymérique qui doit être entièrement évacué de la pièce. Après
l’évacuation du liant, la pièce est frittée puis se densifie, ce qui cause un retrait important
de la pièce. La pièce est donc toujours imprimée à un volume plus élevé d’environ 20%
que le volume final requis. Il est possible que la pièce ne se densifie pas de manière
uniforme ce qui cause des variations imprévisibles de la géométrie durant le frittage,
ainsi qu’une diminution locale des propriétés mécaniques.
13
Figure 4: Étapes de fabrication du procédé d'extrusion de mélange liant et poudre métallique
[15]
Le retrait du liant, ainsi que le frittage sont effectués dans deux fours distincts.
Généralement le liant est constitué de deux polymères différents et doit être enlevé de
la pièce en deux étapes. Le liant primaire est retiré soit chimiquement ou thermiquement
alors que le liant secondaire doit rester dans la pièce après la première étape afin de
conserver la géométrie de la pièce. La pièce obtenue est donc plus fragile, car elle ne
contient qu’une partie du liant du départ. Elle est toutefois suffisamment résistante pour
être manipulée pour les étapes suivantes.
Pour le frittage, la température du four est maintenue à environ 85% du point de fusion
de l’alliage de la poudre métallique. À cette température, le liant secondaire se trouvant
toujours dans la pièce est brulé. De plus, le phénomène de diffusion commence à former
des ponts métallurgiques entre les grains de poudre. Au cours du frittage, les centroïdes
des particules se rapprochent par diffusion ce qui mène à la densification de la pièce
jusqu’aux dimensions finales voulues.
1.4 Fabrication de pièce à gradient de composition chimique
1.4.1 La fabrication stratifiée
La fabrication stratifiée ou LOM («Laminated object manufacturing») est un procédé de
fabrication additive qui consiste en un collage successif de feuillards métalliques dans le
but d’obtenir une pièce en trois dimensions. On peut se servir d’un fichier .STL puis
mettre en forme la géométrie en taillant les tôles, par laser ou par usinage [16]. La
première étape consiste à créer un lien entre les feuillards empilés afin de conférer des
bonnes propriétés mécaniques à l’empilement. La liaison entre les feuillards peut être
procurée par exemple par une soudure ultrasonique ou un adhésif structural. Un des
avantages que cela procure est que ce type de joint est efficace pour lier deux feuillards
de nature différente, par exemple un feuillard d’aluminium avec un feuillard d’acier. Dans
le cas du soudage ultrasonique, les feuillards sont sous forme de petites lamelles et sont
14
joints par une sonotrode. La sonotrode présentée à la figure 5 applique de la pression
sur les lamelles tout en émettant des ondes ultrasoniques qui traversent la nouvelle
lamelle déposée ainsi que l’empilement préalablement formé. Les ultrasons induisent
des microvibrations qui brisent la couche d’oxyde à la surface des lamelles et déforment
les aspérités afin de former un lien sans qu’aucune fusion ne soit nécessaire. Après avoir
empilé sur une certaine hauteur, le bloc de feuillard est usiné pour atteindre la géométrie
requise.
Figure 5: Sonotrode pour le soudage par ultrasons [17]
Dans le cas où les feuillards sont liés par un adhésif structural, le feuillard provient d’un
rouleau et est ensuite étendu sur une table pour qu’un rouleau chauffé en contact avec
le feuillard active l’adhésif sur toute la surface en se déplaçant. Une forme peut ensuite
être découpée directement sur chaque nouveau feuillard. Le découpage de la forme se
fait soit à l’aide d’un laser comme à la figure 6 ou par usinage. Après le découpage de
la tôle, la plateforme se déplace vers le bas d’une distance équivalente à l’épaisseur des
feuillards utilisés puis un nouveau feuillard est déposé sur celui qui a été préalablement
coupé. Les feuillards utilisés ont typiquement une épaisseur qui se situe entre 0.002 et
0.020 pouce.
15
Figure 6 : Fabrication additive par empilement de feuillards [16]
1.4.2 Déposition directe par laser avec apport de poudre
Les machines de DPL (déposition de poudre par laser) sont constituées d’un laser sur
une tête amovible, d’un substrat et de becs qui apportent de la poudre métallique au
point de focalisation du laser. Lorsque le laser est en marche, il produit un bain de fusion
local dans lequel la poudre est projetée via un ou plusieurs becs de dépositions. Le
design du bec d’apport a une influence directe sur les interactions entre les particules de
poudre, le faisceau laser et le bain de fusion. Une disposition coaxiale des becs est plus
efficace, puisque les taux de dépositions ne sont pas influencés par la direction de la
déposition comme pour un bec latéral unique. La figure 7 montre justement un système
comprenant trois becs de déposition [18]
16
Figure 7: Système de déposition coaxial [18]
La poudre est entrainée grâce à un flux de gaz, généralement d’argon, qui peut par le
fait même servir de protection afin de limiter l’oxydation. L’un des avantages majeurs de
la déposition de poudre par laser est de pouvoir ajouter des éléments à des pièces
préalablement fabriquées, soit pour modifier le design de la pièce ou réparer une pièce
abimée [19].
Par ailleurs, la DPL se démarque des autres procédés de fabrication additifs par sa
capacité à déposer des poudres de différentes natures ce qui permet de créer une pièce
avec un gradient contrôlé de composition chimique. Cela est possible en contrôlant la
nature de la poudre d’apport durant la fabrication d’une pièce.
La taille du bain de fusion correspond au volume occupé par le métal à l’état liquide à un
instant donné. Le contrôle de la taille du bain de fusion est l’un des facteurs les plus
importants pour le contrôle de la déposition. Afin de contrôler la taille et la forme du bain
de fusion, il est possible d’utiliser un contrôle en boucle fermée sur le procédé [20]. Cela
facilite l’ajustement de la puissance du laser. Les pièces produites par DPL nécessitent
généralement des opérations secondaires d’usinage avant d’être utilisées puisqu’elles
sont souvent loin de la forme voulue à cause d’un mauvais fini de surface. Les pièces
produites par DPL peuvent être complètement denses, saines d’un point de vue
métallurgique et avoir d’excellentes propriétés mécaniques à cause de la finesse des
grains causées par le refroidissement rapide lors de la solidification. Les contraintes
résiduelles dans les pièces et leurs effets comme la distorsion et la délamination ne
posent pas beaucoup de problèmes dans les pièces fabriquées par DPL contrairement
à d’autres procédés de fabrication additive. Toutefois, il est parfois préférable de faire un
17
prétraitement thermique ou post-traitement afin de limiter l’influence des contraintes
résiduelles.
D’un point de vue pratique, plusieurs études ont démontré que l’utilisation de la DPL peut
mener à d’importants gains de productivité et des diminutions de coût. Plusieurs
machines sont maintenant commercialisées, soit par exemple par OptoMec [21] et POM
[22].
1.4.3 Fabrication additive par projection à froid
La projection à froid est une méthode de fabrication additive ne nécessitant pas de mise
en fusion. Pour comprendre le principe de la projection thermique à froid, il faut se référer
à la figure 8. De la poudre métallique est accélérée à des vitesses ultrasoniques, pouvant
allez jusqu’à 1200 m/s, puis s’écrasent sur le substrat. La température de la poudre
métallique augmente, mais n’atteint pas le point de fusion [23]. Au-delà d’une certaine
vélocité minimale, divers mécanismes favorisent la formation d’un lien entre les
particules projetées.
Figure 8: Mécanisme d'adhésion sans fusion [24]
L’adhésion entre les particules provient d’une combinaison de joint métallurgique, ainsi
que d’un ancrage mécanique induit par la déformation plastique. De plus, l’impact de la
particule engendre un bris du film d’oxyde ce qui favorise l’adhésion grâce au contact
métal-métal que cela engendre. À cause du principe d’adhésion, la matière première se
limite aux métaux ayant une bonne ductilité. Il est impossible de déposer des céramiques
par projection à froid.
Le taux de déposition de la projection à froid peut atteindre 45kg/heure, ce qui est un
avantage considérable par rapport aux autres procédés de fabrication additive qui sont
beaucoup plus lents [25]. Ce procédé permet de faire des moules optimisés en incluant
des insertions en cuivre dans un moule en acier [26] .En le combinant avec de l’usinage,
18
il est possible de fabriquer des pièces précises et complexes avec des gradients de
composition chimique, et ce, tout en ayant un taux de déposition élevé. L’un des
systèmes commerciaux les plus performants provient du fabricant allemand Hermle. Ils
offrent un système de projection hybride, jumelé à un centre d’usinage cinq axes qui
permet de faire des pièces à gradient de composition chimique comme celles présentées
à la figure 9.
Figure 9 : Pièces en acier contenant des éléments en cuivre fabriquées avec le système [27]
1.5 Fabrication de préformes destinées à l'usinage
1.5.1 Fabrication additive par mise en fusion de fil métallique
Il existe quatre principaux procédés qui se démarquent principalement par la source
d’énergie pour effectuer la fusion d’un fil métallique
Fabrication additive avec fil et arc électrique
Fil d’apport fondu par laser
Fil d’apport fondu par arc électrique
Fil d’apport fondu par faisceau d’électrons
Les procédés avec fil d’apport se distinguent des procédés par projection de poudre par
une perte de matière quasi nulle (100% du fil est utilisé) contrairement à un coefficient
de déposition de seulement 10 à 15% pour la déposition directe par laser avec apport
de poudre.
Le taux de déposition des procédés à fil d’apport peut atteindre 330g/min pour l’acier
inox fondu avec faisceau d’électrons [28], ce qui est nettement plus élevé que la majorité
des procédés de fabrication additive métallique. En contrepartie, les pièces produites
sont beaucoup moins précises et complexes, mais peuvent être de plus grandes tailles.
19
Les filaments métalliques sont généralement moins dispendieux que la poudre et plus
accessibles, ce qui rend la technologie très compétitive au niveau des coûts d’opération.
À ce jour, les principales difficultés associées aux procédés de fabrication additive avec
fil d’apport sont les distorsions, le manque de précision et le mauvais fini de surface des
pièces produites.
Fil d’apport fondu par laser
Comme son nom l’indique, ce procédé utilise un laser comme source d’énergie afin de
faire fondre le fil d’apport. Le laser génère un bain de fusion dans lequel le fil est apporté
et fondu, formant un lien métallurgique avec le substrat. Les pièces sont fabriquées en
déplaçant une tête supportant le fil et la source laser. C’est un procédé polyvalent qui
permet la mise en forme d’une vaste gamme de métaux et alliages, dont l’aluminium et
l’acier. Lors de la fabrication d’une pièce, l’orientation du fil influence la qualité de la
déposition. Le taux de déposition maximal dépend directement de la puissance du laser,
de la nature du fil et de son diamètre. Les propriétés mécaniques des pièces sont
équivalentes aux pièces obtenues par fonderie. Par contre, les propriétés mécaniques
des pièces sont davantage influencées par la direction de déposition que par les autres
paramètres de procédés et les pièces sont souvent très anisotropes.
Fil d’apport fondu par faisceau d’électrons
Ce procédé est très semblable au fil fondu par laser présenté précédemment, sauf qu’un
faisceau d’électrons est utilisé comme source d’énergie. Un environnement sous vide
est toutefois nécessaire. N’importe quel métal conducteur peut être fondu grâce à
l’énergie des électrons projetés sur le fil. C’est avec ce procédé qu’il est possible de
déposer de l’acier inox à un taux de 330g/min, ce qui le rend plutôt efficace pour la
fabrication de composants volumineux. Tout comme avec le laser, les pièces sont 100%
denses et ont d’excellentes propriétés mécaniques. L’imprimante EBAM 300 System la
compagnie Sciaky inc. possède une chambre d’impression de 5791mm X 1219mm X
1219 mm, ce qui en fait l’une des plus grandes du marché [29].
Fabrication additive avec fil et arc électrique
Le soudage à l’arc sous gaz, le soudage sous gaz avec électrode de tungstène ou le
soudage par plasma sont les trois techniques de soudage principalement utilisées pour
la fabrication additives. Ces techniques sont présentées à la figure 10. Le soudage à
l’arc sous gaz est un procédé de soudage ou un arc électrique est formé entre une
électrode consommable et le substrat. Les deux autres procédés utilisent plutôt une
électrode non consommable de tungstène. La direction de déposition affecte la qualité
du dépôt pour les procédés avec électrode de tungstène, mais pas pour le soudage avec
20
l’électrode consommable. L’une des principales différences entre le soudage par plasma
et celui avec électrode de tungstène est que la zone de haute température du soudage
par plasma est plus étroite, résultant en des passes de soudure qui sont elles aussi plus
étroites. Ces passes plus étroites permettent une meilleure précision de déposition.
L’énergie de l’arc supérieur en soudage par plasma permet également une vitesse de
déposition supérieure et une réduction des distorsions.
Figure 10: Procédés de fabrication additive par fil et arc électrique a) soudage à l’arc sous gaz
(MIG) b) soudage sous gaz avec électrode de tungstène (TIG) c) soudage par plasma [30]
L’un des avantages majeurs de ces techniques est que l’équipement nécessaire pour
fabriquer une machine est très peu dispendieux. Un groupe de recherche ont d’ailleurs
publié un article relatant la fabrication d’une imprimante 3D par soudage à l’arc sous gaz
coûtant moins de 2000$ US en pièces (figure 11). L’imprimante est de source ouverte,
ce qui veut dire que toutes les pièces et toutes les informations nécessaires à sa
fabrication et sa programmation sont disponibles. L’imprimante est constituée
simplement d’une table de mouvement automatisé de type delta qui fait bouger la table
d’impression sur 3 axes et d’une soudeuse MIG conventionnelle bon marché. Ce
montage a permis d’imprimer des pièces en acier presque complètement denses et sans
fissures. Les chercheurs ont entre autres fabriqué un engrenage fonctionnel en acier
ER70S-6.
21
Figure 11 : Imprimante de source ouverte coûtant moins de 2000 $ US en pièces [31]
La figure 12 présente l’engrenage et montre que la précision de la pièce est médiocre
[31]. Cette précision pourrait toutefois être améliorée par l’addition d’un outil d’usinage à
la machine. La mise en marché d’imprimantes à métaux aussi peu coûteuses donnerait
pour la première fois la chance à l’impression 3D de métal de s’étendre rapidement dans
l’industrie de la fabrication de pièces métalliques.
Figure 12 : Engrenage imprimé en acier ER70S-6 [31]
Bien que prometteuses, plusieurs défis restent à être surmontés pour que les
technologies d’impression 3D métallique avec fil d’apport prennent une place importante
du marché de fabrication additive.
22
Le contrôle des contraintes résiduelles de solidification qui mènent à la distorsion des
pièces est un des principaux problèmes qui affecte l’ensemble des procédés avec fil
d’apport. Les contraintes résiduelles peuvent également causer une rupture prématurée
de la pièce, plus particulièrement en fatigue. Haselhuhna et collaborateurs ont démontré
qu’il était possible de diminuer les contraintes résiduelles en changeant le motif de
déposition d’une passe à l’autre, tel que représenté sur la Figure 13 [30]. L’alternance
du motif entre chaque couche améliore l’adhésion entre chaque cordon de soudure. De
plus, une pause de 60s entre chaque couche a été appliquée. Ces pauses ont permis
de laisser l’échantillon refroidir suffisamment pour maintenir les tolérances
dimensionnelles et d’éviter que la tête de soudage ne surchauffe.
Figure 13 : Variations des patrons de déposition des couches déposées
Par ailleurs, Mughal et collaborateurs ont développé un modèle thermomécanique qui
prédit les déformations induites par les contraintes résiduelles [32]. Le modèle a permis
de déterminer qu’une déposition continue, sans attendre que le substrat refroidisse entre
chaque cordon, résulte en une diminution des distorsions puisque cela agit comme une
sorte de préchauffage du substrat. En contrepartie, une déposition continue génère un
apport thermique important localement ce qui mène à une importante refonte du
substrat, affectant négativement le fini de surface et la précision.
L’addition d’un mini rouleau compresseur qui applique une pression constante à la suite
de la déposition permet également de réduire les distorsions tout en diminuant la taille
des grains [33]. Le rouleau permet également d’améliorer la précision dimensionnelle en
aplatissant chaque cordon de soudure, ce qui permet de réappliquer les cordons de
soudure subséquents sur une surface plane au lieu de courbe.
La précision des pièces et le fini de surfaces font également partie des défis à surmonter.
La précision des pièces avec les technologies de fil d’apport est environ 10 fois plus
faible qu’avec les technologies utilisant la poudre comme matière première, à cause de
l’épaisseur des couches qui est d’environ 1.5 mm alors qu’elle est par exemple de 20 à
100 microns pour la fusion sélective par laser. Il est toutefois possible d’augmenter la
23
précision des pièces en utilisant une stratégie d’épaisseurs de couches variables ou en
incorporant un procédé d’usinage.
1.5.2 Déposition directe de gouttelettes de métal fondu
La déposition directe de gouttelettes de métal fondu regroupe un ensemble de procédés
fonctionnant en générant une succession de microgouttelettes à haute fréquence pour
l’obtention d’une pièce par fabrication additive. Généralement les gouttelettes sont
formées à partir d’un creuset rempli d’un alliage à bas point de fusion. Plusieurs travaux
de recherches ont d’ailleurs démontré qu’il était possible de former des pièces en
aluminium par cette approche, ce qui est d’autant plus intéressant pour ce projet de
recherche. Le creuset comporte une fine fente à son extrémité inférieure, trop petite pour
laisser passer le métal en fusion par simple gravité. En appliquant une pression
supplémentaire sur le métal liquide à proximité de la fente, celui-ci réussit à s’échapper
pendant une fraction de seconde puis forme une gouttelette. Il existe plusieurs façons
d’augmenter la pression exercée sur le fluide.
L’une des plus communes est d’appliquer une pression partielle de gaz dans le volume
inoccupé du creuset, au-dessus du bain de métal liquide. L’augmentation de la pression
s’ajoute à la pression hydrostatique ce qui permet d’éjecter les gouttelettes.
Le bec d’éjection est généralement en graphite, matériaux qui résistent bien aux métaux
liquides [34]. Le creuset et le bec sont installés dans une chambre qui contient de l’argon
à l’intérieur pour limiter l’oxydation. Le contrôle de l’oxygène est très important puisque
la formation d’un film d’oxyde qui encapsule l’aluminium dans le bec empêche la
formation de gouttelettes. De plus, la formation d’oxyde pourrait causer une obstruction
du bec qui peut avoir une largeur d’aussi peu que 0.177 mm [35]. La taille des
gouttelettes et leur taux de formation sont déterminés par la fréquence des pulses, et
leur temps d’application. Les gouttelettes tombent généralement à un taux de déposition
de 1 à 20 gouttelettes par seconde. Les pièces sont formées en déplaçant le substrat
d’impression, le bec de déposition étant fixe tout au long de la déposition.
Les gouttelettes ont généralement une taille de 200 à 500 microns, elles refroidissent
donc très rapidement ce qui permet de créer des structures relativement précises. Le
substrat utilisé pour la déposition de gouttelettes de métal fondu est généralement
chauffé. Le substrat doit être à une température suffisamment élevée pour que la
gouttelette projetée puisse refondre les gouttelettes déjà solidifiées des couches
précédentes afin de former un lien métallurgique. Sans une combinaison adéquate de
température de substrat et de gouttelettes, il est impossible d’obtenir de remise en fusion
24
[36]. Toutefois, si la température est trop élevée, la refonte de la goutte précédente sera
trop importante ce qui occasionnera un effondrement local de la géométrie.
D’autres systèmes utilisent un vibrateur piézo-électrique placé à proximité de l’orifice afin
de propulser les gouttelettes [37]. Ces systèmes peuvent générer des gouttelettes à des
fréquences bien supérieures, soit jusqu’à 24 000 gouttelettes par seconde [38]. Par
ailleurs, il est possible de diriger le flux de gouttelettes avec un champ magnétique, sans
avoir besoin de bouger le substrat. Des électrodes sont positionnées autour du flux de
gouttelettes et génèrent un champ magnétique qui repousse les gouttelettes dans la
direction voulue. Cela permet d’obtenir une très bonne précision et de déplacer le flux
de gouttelettes beaucoup plus rapidement.
La dernière façon de propulser les gouttelettes hors du creuset est en utilisant une
pompe magnétohydrodynamique. Ce type de pompe est constitué d’électrodes
positionnées autour du creuset. Lorsqu’un courant passe entre les électrodes, celui-ci
circule à travers le métal liquide et un champ magnétique perpendiculaire à la direction
du courant se forme, ce qui génère alors une force de Lorentz résultante parallèle au
conduit, propulsant le fluide dans la direction du bec [39]. Les gouttelettes peuvent être
ainsi propulsées à une très grande vélocité. La compagnie Vader System a d’ailleurs
développé une imprimante 3D à partir de cette technologie [40]. Leur système permet
l’impression de plusieurs alliages d’aluminium comme le 4043, le 6061 et le 7075. La
taille des gouttelettes peut être d’aussi peu que 50 microns, ce qui permet de construire
des pièces relativement précises. Des exemples de pièces produites par leurs systèmes
sont présentés à la figure 14.
25
Figure 14 : Pièces fabriquées par le système Magneto-jet de la compagnie Vader system [41]
Le fini de surface des pièces fabriquées est irrégulier. De plus, les tolérances
dimensionnelles des pièces sont imprécises. Pour en faire des pièces utiles, il est
souvent nécessaire de faire des opérations d’usinages sur les pièces après l’impression.
Leur système coûte plus de 150 000 $US, ce qui est très onéreux pour une technologie
destinée à faire une préforme pour l’usinage.
Les technologies de dépositions par gouttelettes ont l’avantage de pouvoir former des
préformes relativement complexes avec une bonne densité et un taux de déposition
assez élevé. Toutefois, il est souvent nécessaire d’avoir une atmosphère très bien
contrôlée et très étanche ce qui augmente la complexité et limite le volume d’impression.
De plus, l’utilisation d’un creuset nécessite une plus grande quantité d’énergie puisqu’un
grand volume de métal doit être maintenu liquide tout au long de la déposition. Cela
pourrait s’avérer un problème majeur pour une impression très volumineuse.
26
1.6 Les technologies hybrides
La fabrication hybride consiste simplement à l’addition d’un outil d’usinage ou de
découpage à l’une des techniques de fabrication additive décrite précédemment dans
cette revue. La fabrication stratifiée décrite à la section 1.4.1 est hybride par défaut
puisqu’un outil est en tout temps nécessaire pour découper les feuillards métalliques.
Pour les autres procédés, l’usinage couplé à la fabrication additive permet d’obtenir des
meilleures précisions dimensionnelles ainsi qu’un meilleur fini de surface. L’usinage peut
également être utile pour le retrait des supports après la fabrication. De manière
générale, les procédés de fabrications additives les moins précis sont ceux qui seront
les plus favorisés à l’ajout d’un outil d’usinage pour compenser le manque de précision.
La fabrication additive hybride semble avoir un avenir prometteur puisqu’elles
compensent pour les lacunes de la fabrication additive tout en ayant de nombreux
avantages face aux machines d’usinage traditionnelles [42]. Par ailleurs, ce n’est pas
seulement les procédés de préformes qui peuvent profiter d’une fabrication hybride. La
compagnie Matsuura a commercialisé une machine hybride, la Lumex advance-25 qui
fonctionne avec le procédé de fusion sélective par laser, l’une des technologies de
fabrication additive les plus précises [43]. Il existe aussi d’autres systèmes qui
permettent de s’intégrer directement sur une machine à commande numérique
existante, ce qui diminue les coûts et facilite l’apprentissage pour l’opérateur. Les
systèmes de fabrications additives métalliques hybrides restent toutefois très peu
répandus. Leur coût élevé, ainsi que leur complexité d’utilisation ralentit probablement
leur diffusion sur le marché.
27
CHAPITRE 2 : Essais préliminaires
Le chapitre 2 présente les essais expérimentaux effectués durant la phase initiale du
projet de recherche qui a servi à explorer divers procédés de fabrication additive et à
sélectionner celui ayant le plus grand potentiel de succès. Pour mesurer ce potentiel,
des critères de sélections qui sont basés sur les objectifs du mémoire définis dans la
section Description du projet à la page 3 ont été définis. Les principaux critères de
sélection sont les suivants :
Faible coût de mise en œuvre
Procédé innovateur
Taux de déposition supérieur aux technologies standards
Compatibilité avec l’aluminium
Un système de fabrication additive métallique sera ensuite développé avec le procédé
qui répondra le mieux à ces critères lors de la phase d’exploration. Deux principaux
procédés ont été évalués, soit la fabrication additive métallique à partir de composite
cuivre-PLA présenté à la section 2.1, ainsi que la mise en fusion d’un filament
d’aluminium par induction présenté aux sections 2.2 et 2.3.
2.1 Fabrication additive métallique à partir de composite cuivre-PLA
Les compagnies Markforged ainsi que Desktop métal présenté à la section 1.3 ont
commercialisé des imprimantes à base de liant et poudre métalliques. Toutefois, leurs
machines d’impression sont dispendieuses et la matière première qu’ils utilisent est sous
forme de tiges, ce qui est donc incompatible avec une imprimante FDM traditionnelle.
Les imprimantes 3D basées sur la technologie FDM peuvent coûter aussi peu que 300$
[44]. Elles fonctionnent en chauffant un filament de polymère thermoplastique jusqu'à
atteindre un état semi-liquide et le déposent en couches fines sur le chemin d'extrusion.
En utilisant un filament contenant un liant en polymère et de la poudre métallique pour
ensuite faire les mêmes étapes que pour le MIM («Metal Injection Molding»), il serait
possible d’obtenir une pièce métallique. La compagnie VirtualFoundry propose
justement un filament contenant 88% massique de cuivre [45]. Ils ont aussi développé
une procédure qui permet de faire le déliantage et le frittage de ce filament afin d’obtenir
une pièce métallique. Aucune autre compagnie ne proposait, à ce moment, un filament
ayant un pourcentage de poudre métallique aussi élevé, ce qui contribue à la densité de
28
la pièce après le frittage. Ce filament a donc été acheté puis des cubes ont été fabriqués
puis traités thermiquement avec les étapes fournies par le fabricant. La méthodologie
utilisée pour les étapes de fabrication est décrite ci-dessous.
2.1.1 Fabrication du cube
Étape 1 : Impression 3D du cube de cuivre d’un centimètre de côté à l’aide d’une
imprimante Lulzbot Taz 5.
Étape 2 : Les cubes sont ensuite enduits d’un mélange de poudre noire et d’eau. Ce
mélange durcira durant le traitement et servira de moule pour empêcher l’effondrement
de la pièce lors de l’évaporation du polymère.
Étape 3 : Tout comme le MIM présenté dans la revue de la littérature, un traitement
thermique est nécessaire afin de retirer le liant du cube, puis de fritter la poudre
métallique. Pour ce faire, une procédure est fournie par le fabricant du filament. Le profil
de température utilisé pour le traitement thermique est présenté à la figure 15.
Figure 15: Profil du traitement thermique
Une fois le traitement thermique effectué, le cube doit être nettoyé afin de retirer l’enduit
noir. Après le nettoyage et le polissage, l’échantillon à une apparence métallique. La
densité de l’échantillon après le traitement thermique a chuté à 3,86g/cm3 ce qui
équivaut à une densité de seulement 43% si on le compare au cuivre pur qui a une
densité de 8,96g/cm3. L’échantillon est donc extrêmement poreux même en utilisant la
procédure recommandée. Le but de ce mémoire est de développer une méthode qui
permettra la mise en forme d’une pièce dont les propriétés mécaniques sont similaires
29
aux pièces de fonderies. Ainsi, la densité finale des échantillons devra être nettement
augmentée pour que les pièces aient justement des propriétés mécaniques acceptables.
Deux cubes ont été analysés, un avant le frittage et l’autre après. Ces analyses
permettront entre autres de voir l’efficacité du frittage et la présence de polymère
résiduelle après le traitement thermique.
2.1.2 Analyse des échantillons
La première technique d’analyse employée pour cette étude a été le microscope
électronique à balayage. La microscopie optique ne sera pas utilisée pour cette analyse,
car les informations soutirées du MEB sont suffisamment révélatrices. De plus, un faciès
de rupture non poli est impossible à analyser au microscope optique à cause de la faible
profondeur de champ. Le MEB servira notamment à analyser le faciès de rupture pour
voir la taille des porosités, déterminer si le frittage a été suffisant en observant les liens
métallurgiques entre les particules et observer la morphologie de la poudre de cuivre.
L’observation des liens métallurgiques servira par exemple à déterminer s’il est
nécessaire d’augmenter ou non le temps de frittage afin d’obtenir de meilleurs liens. Une
analyse ATG (analyse thermogravimétrique) sera ensuite effectuée pour confirmer la
proportion de polymère dans l’échantillon avant et après le traitement thermique.
Technique 1 : MEB
Afin d’avoir une bonne vue d’ensemble des échantillons, il est possible de comparer
ceux-ci avant et après le traitement thermique aux grossissements de 100x et 500x. Les
images présentées aux figures 16(a) et 16(c) proviennent du cube avant le traitement
thermique. Alors que celles des figures 16(b) et 16(c), proviennent d’un facies de rupture
du cube après le frittage.
30
Figure 16: a) et c) Face du cube avant le traitement thermique à 100X et 500X respectivement.
b) et d) Faces de rupture du cube après le traitement thermique à 100X et 500X respectivement
Il est possible de remarquer que la surface extérieure de l’échantillon avant le traitement
est recouverte de PLA, mais qu’il y a tout de même quelques porosités probablement
causées par le détachement de particules de cuivre. La topographie de surface du faciès
de rupture de l’échantillon après le traitement est très irrégulière en raison de la faible
densité de l’échantillon. Par ailleurs, l’analyse du faciès de rupture aux figures 16(b) et
16(d) révèle que le frittage effectué n’était pas suffisant. Le frittage s’observe
généralement par la formation de ponts entre les particules. La photo montre justement
que ces ponts ne sont pas suffisamment développés, diminuant les propriétés
mécaniques, ainsi que la densité de la pièce. Pour pallier ce manque, il serait souhaitable
d’augmenter le temps de frittage du traitement thermique ce qui favoriserait la diffusion
et augmenterait la densité. De plus, la poudre de cuivre est sphérique et elle a une
distribution granulométrique très étendue. Une poudre plus irrégulière ou plus petite
pourrait donner de meilleurs résultats au frittage, puisque l’énergie de surface d’une telle
poudre est supérieure, ce qui maximise la formation de ponts.
Analyse 2: ATG
100 µm
100 µm
100 µm
100 µm
31
L’ATG ou analyse thermogravimétrique mesure la perte de masse de l’échantillon alors
que celui-ci est progressivement chauffé. Cette technique d’analyse permet de mesurer
la proportion massique des éléments d’un échantillon en fonction de leur température
d’évaporation respective. Selon les analyses ATG, l’échantillon avant le traitement
contient environ 86% de cuivre, ce qui est assez proche du taux de cuivre théorique du
fournisseur de 88%. Un déliantage efficace devrait faire augmenter le taux de cuivre
jusqu’à une valeur se rapprochant de 100% puisqu’aucun polymère ne doit rester dans
la pièce après le frittage. Toutefois, l’analyse ATG effectuée sur l’échantillon après le
traitement affiche un taux de cuivre de seulement 90%. Seulement 4% du 14% massique
du polymère initial a été extrait de la pièce, ce qui correspond à un taux d’extraction de
seulement 28%. Ce chiffre laisse croire que le polymère reste majoritairement
emprisonné dans la pièce lors du traitement thermique.
2.1.3 Conclusion
Le but de la caractérisation de ces échantillons est de trouver un moyen d’améliorer le
traitement thermique afin d’augmenter la résistance mécanique de l’échantillon de
cuivre-PLA. À la lumière de ces informations, il serait possible d’améliorer l’efficacité du
traitement thermique de trois manières possibles.
1. Augmenter le temps de frittage pour maximiser la formation de ponts
métallurgiques.
2. Augmenter le temps où la température de l’étape de déliantage pour maximiser
la dégradation et l’évaporation du polymère.
3. Utiliser un moule pour enduire la pièce de manière plus perméable pour favoriser
l’évacuation du polymère lors du déliantage.
Malheureusement, cette technique comporte de nombreux désavantages et barrières
qui ont limité le développement vers cette direction. Principalement, c’est parce qu’il
serait impossible d’obtenir une densité de pièce élevée avec cette recette de liant.
Habituellement, les mélanges de MIM sont toujours constitués de deux polymères de
nature différente en plus de la poudre [44]. Le liant secondaire se nomme « Backbone ».
Les« Backbone » sont généralement des cires comme de la paraffine et servent à garder
la géométrie de la pièce après la première étape de déliantage. (Voir section 1.3)
Le liant primaire constitué d’un polymère d’une autre nature peut se dissoudre par des
procédés d’extractions thermiques ou chimiques sans que le « Backbone » ne soit
atteint. La première étape de déliantage sert justement à retirer le liant primaire ce qui
forme un squelette poreux constitué du polymère « Backbone » qui est resté dans la
pièce. La formation de ce squelette poreux est essentielle puisqu’il permettra de faire
32
évacuer les gaz qui proviennent de la dégradation du liant secondaire. Autrement, ce
gaz serait emprisonné à l’intérieur de la pièce, formant des pores qui diminuent la densité
et nuisent aux propriétés mécaniques. Avec le filament de cuivre-PLA, le liant n’est
constitué que d’un seul polymère ce qui rend impossible son évacuation, car il n’y a pas
de structure poreuse qui permet au gaz de s’échapper. Pour arriver à créer une pièce
dense, il faudrait œuvrer à développer un filament d’impression qui contient justement
un polymère« Backbone ». Les technologies développées par Markforge et Desktop
Metal utilisent ce principe, mais la matière première est constituée de tiges à la place
des filaments souples qu’utilisent les imprimantes conventionnelles. Cette technique de
mise en œuvre n’aurait donc pas été une innovation technologique dans le domaine de
la fabrication additive métallique. De plus, les procédés de déliantage et de frittage sont
complexes et nécessitent des équipements très dispendieux (100 000 USD pour la
compagnie Desktop Metal). Le manque d’innovation, ainsi que le prix potentiel nettement
élevé ne concordait pas avec les objectifs initiaux du projet de maitrise, ce qui a mené à
l’abandon de cette technologie.
2.2 Chauffage par induction d’un cylindre d’acier
La deuxième méthode de prototypage rapide qui sera testée dans le cadre de cette thèse
est la mise en fusion d’un fil d’aluminium dédié au soudage qui sera mis en fusion grâce
à un cylindre d’acier creux chauffé par induction. Cette technique est similaire aux autres
procédés de fabrication additive par mise en fusion de filament, mais se démarque par
l’utilisation de l’induction comme source d’énergie.
2.2.1 Principes du chauffage par induction
Le principe du chauffage par induction repose sur l’utilisation d’une bobine dans l’air
parcourue par un courant alternatif de forte intensité. Il en résulte un champ magnétique
oscillant qui en présence d’un matériau conducteur provoque l’apparition de courants de
Foucault. Le chauffage par induction fonctionne grâce aux pertes énergétiques qui
proviennent de deux phénomènes distincts. Il s’agit des pertes par effet joules (RI2 ou i
est le courant de Foucault) et des pertes par hystérésis magnétique.
Les pertes par courant de Foucault sont générées lorsqu’un objet conducteur est
positionné à proximité d’un champ magnétique alternatif. Le courant induit une force
électromotrice dans le conducteur ce qui fait vibrer les atomes produisant de la friction
et de la chaleur. C’est exactement comme appliqué directement un voltage dans un
métal pour le faire chauffer par effet joule [48].
33
Les pertes par hystérésis magnétique apparaissaient seulement en présence d’un
conducteur ferromagnétique, par exemple l’acier. Ces pertes sont causées par une
rotation des dipôles magnétiques à l’intérieur du matériau. Les dipôles magnétiques d’un
métal ferromagnétique sont tous orientés dans la même direction contrairement aux
métaux paramagnétiques comme l’aluminium dont les dipôles magnétiques sont
orientés de manières aléatoires [49]. L’orientation des dipôles dépend de la direction des
champs magnétiques. Le champ magnétique généré par un courant alternatif change de
direction à la fréquence du courant alternatif, ce qui force les dipôles à tourner
rapidement. La friction engendre par le changement d’orientation rapide des dipôles
créés des pertes thermiques. À cause de ce phénomène, le chauffage de métaux
ferromagnétiques est généralement beaucoup plus efficace. En outre, lorsque l’acier
atteint une certaine température, soit la température de curie, son comportement
magnétique change et le métal devient paramagnétique. L’efficacité du chauffage
diminue donc au-dessus de cette température [50].
2.2.2 Fabrication du système et essais expérimentaux
Le champ magnétique provient généralement d’un solénoïde en cuivre dans lequel un
courant alternatif circule. Pour éviter que le solénoïde lui-même ne surchauffe, il est
constitué d’un tube creux dans lequel circule un débit d’eau. Dans ce montage, une pièce
en acier percé est positionnée au centre de la bobine de cuivre. Le champ magnétique
induit un courant dans le cylindre creux d’acier, augmentant rapidement sa température.
L’aluminium entre en contact avec le cylindre et est mis en fusion grâce à la chaleur
transmise par conduction depuis le cylindre. On peut d’ailleurs voir le fil d’aluminium qui
entre à l’intérieur de la pièce d’acier à la figure 17. Le système utilisé pour assurer le
courant est le EASYHEAT LI 8310. Ce système de la compagnie Ambrell possède une
puissance maximale de 10kW.
34
Figure 17 : Montage expérimental du chauffage par induction d’un cylindre d’acier
La pièce d’acier utilisée pour le montage est présentée à la figure 18. Le diamètre de de
l’orifice est plus ample au départ puis diminue ensuite pour d’assurer un meilleur contact
avec le fil d’apport. La pointe du cylindre est conique afin d’empêcher l’aluminium liquide
de trop coller à l’acier lors de son éjection. Pour les essais préliminaires, le fil fut introduit
manuellement dans la cavité de la pièce d’acier.
Figure 18 : Vue en coupe de la pièce d’acier utilisée dans le montage ( toutes les cotes sont en
mm)
35
Le premier essai effectué a donné des résultats peu concluants. Un fil d’aluminium d’un
diamètre de 1,6mm en alliage 5356 a été introduit dans la cavité centrale et s’est
rapidement mis en fusion à cause d’un transfert thermique par conduction de l’acier très
chaud. Toutefois, l’aluminium colle sur l’acier et ne s’écoule pas même si le point de
fusion est largement atteint grâce au chauffage par induction du bloc d’acier. Cela est
probablement dû à la grande tension de surface de l’aluminium.
L’effet de la tension de surface sur l’écoulement d’un liquide à travers un orifice peut être
représenté par la loi de Turin. Cette loi définit la hauteur d’un liquide dans un tube.
La loi de Turin est représentée par l’équation suivante:
(Éq 2.1)
Où h représente la hauteur de liquide, γ la tension de surface, θ l'angle de contact entre
le liquide et la paroi du tube (angle de raccordement), ρ la masse volumique du liquide,
r est le rayon du tube et g l'accélération de la pesanteur.
L’aluminium liquide qui possède une tension de surface élevée relativement à sa densité
peut difficilement s’écouler dans un orifice, puisqu’une grande quantité d’aluminium
liquide devra s’accumuler pour amorcer l’écoulement. Par ailleurs, il serait possible de
modifier l’angle de contact θ en modifiant la surface en contact avec l’aluminium, ce qui
aura pour effet de diminuer la hauteur minimale h. Cela nécessiterait l’ajout d’un
revêtement dans l’orifice ce qui pourrait être complexe. Il serait préférable de prévenir
ce phénomène en évitant tout contact de l’aluminium liquide avec une paroi. Ce principe
fut donc abandonné afin de tester un mode de fonctionnement sans contact qui sera
expliqué dans les prochaines sections du chapitre 2.
2.3 Chauffage par courant induit dans un fil d’aluminium
La deuxième tentative consiste à faire fondre le fil d’aluminium directement par induction.
Le principe de ce système est de faire pénétrer un fil d’aluminium à l’intérieur de la bobine
d’induction pour qu’un courant soit induit directement dans celui-ci. L’échauffement du
filament se fera seulement par pertes par courant de Foucault, puisque l’aluminium n’est
pas ferromagnétique. Toutefois, les essais expérimentaux ont démontré qu’il était
impossible de mettre en fusion un filament de 1,6mm mis au centre de la bobine avec le
système actuel, et ce, même à puissance maximale. L’énorme différence entre le
diamètre de l’intérieur de la bobine et le diamètre du filament rend le chauffage par
induction très inefficace. Cela provient du phénomène de répulsion électromagnétique
ℎ =2 ∗ 𝛾 ∗ cos(𝜃)
(𝑟 ∗ 𝜌 ∗ 𝑔)
36
du fil d’aluminium. Lorsqu’un courant est induit dans l’aluminium, celui-ci génère son
propre champ magnétique qui s’oppose au champ magnétique du bobinage de cuivre.
À cause de cette opposition, le champ magnétique cherchera à éviter le filament
d’aluminium ce qui diminue nettement la puissance électrique induite. Afin de contrer ce
phénomène, il faut réduire le diamètre du bobinage de cuivre pour forcer le champ
magnétique à s’induire dans le filament. En augmentant le ratio volume
d’aluminium/volume de l’espace interne du solénoïde, l’efficacité sera nettement
augmentée. Toutefois, le circuit électrique de l’appareil Easyheat n’est pas
adéquatement conçu pour l’utilisation d’un solénoïde compact. En plus de la fabrication
du bobinage, cet essai nécessite la conception et la fabrication d’un circuit électrique sur
mesure. Pour concevoir un tel circuit, il est nécessaire de savoir la puissance du champ
magnétique nécessaire pour que l’aluminium puisse faire fondre le filament à une vitesse
suffisamment élevée pour en faire un système de fabrication additive performant. Une
vitesse d’avance de 25mm/s a été considérée comme suffisante. La section 2.3.1
propose une méthodologie pour déterminer les caractéristiques du champ magnétique
nécessaire pour que le système puisse fondre le filament à ce débit.
2.3.1 Calculs théoriques servant à la conception d’un système de chauffage par induction
La valeur recherchée est le B du champ magnétique qui correspond à la force maximale
du champ magnétique en Tesla. Pour ce faire la formule de la puissance dissipée par
courant de Foucault a été utilisée. Sous certaines conditions, la puissance dissipée par
courant de Foucault par unité de masse peut être définie par :
(Éq 2.2)
Où P représente la puissance dissipée par unité de masse (W/kg), Bp la puissance
maximale des champs magnétiques (en Tesla), d le diamètre du fil (m), f la fréquence
(Hz), k la constante qui est de 2 pour un fil mince, 𝜌 est la résistivité du matériel (Ωm) et
D est la densité du matériel (kg/m^3).
Calcul de la puissance dissipé par unité de masse (W/Kg)
Pour déterminer la puissance dissipée par unité de masse P, il a été nécessaire d’utiliser
l’équation de la capacité thermique soit :
(Éq 2.3)
Où Q=Capacité thermique (joules), m la masse (g), Cp la capacité calorifique à pression
constante, ΔT la variation de température.
𝑃 =𝜋2 ∗ 𝐵𝑝
2 ∗ 𝑑2 ∗ 𝑓2
6𝑘𝜌𝐷
𝑄 = 𝑚𝐶𝑝𝛥𝑇
37
La masse est déterminée grâce à la vitesse de défilement du fil qui a été défini à 25mm/s.
Le fil est d’un diamètre de 1,6 mm, ce qui correspond à un débit massique d’environ
0,081g/s. L’alliage utilisé est l’aluminium 5356, le point de fusion de cet alliage est d’au
plus 635 degrés C, le ΔT devient alors de 610°C. Le Cp de l’alliage 5356 est d’environ
0,85 J/(g-ºC)[51]. En entrant ces valeurs dans l’équation 2.3, on obtient Q= 41,9985
Joules. Donc, la puissance nécessaire pour faire fondre cette masse d’aluminium
pendant une seconde est d’environ 42 Watt, puisque 1W=1 j/s. La puissance dissipée
par unité de masse devient alors 518 kW/kg.
Détermination de la fréquence utilisée
La fréquence du courant alternatif induit dans l’aluminium est un paramètre très
important, car il existe une fréquence minimale à laquelle le courant doit circuler sans
quoi le chauffage devient très inefficace. La fréquence minimale d’efficacité augmente
lorsque le diamètre du fil diminue. Les publications sur le chauffage par induction
d’aluminium se concentrent sur le chauffage de billettes dont le diamètre est nettement
supérieur au fil utilisé. Il existe des données expérimentales d’efficacité pour des fils
d’aciers [52], mais celles-ci ne sont pas applicables pour l’aluminium à cause de sa
nature paramagnétique. De plus, il est difficile d’approximer la fréquence minimale avec
des équations théoriques puisque qu’elle ne varie pas linéairement avec le diamètre du
conducteur.
Par ailleurs, il existe des calculateurs qui permettent d’approximer la fréquence
minimale, ainsi que l’efficacité du chauffage par induction en fonction de la géométrie et
du matériau. Bien que cette méthode soit non scientifique et que la méthodologie exacte
du calcul est inconnue, il s’agit d’une méthode rapide pour avoir une idée de la fréquence
minimale [53]. Le calculateur fonctionne en estimant la quantité d’énergie requise pour
augmenter la température d’un matériau donné, pendant un certain temps. L’équation
2.2 est utilisée pour faire ce calcul. Par la suite, l’efficacité de l’inducteur est estimée en
fonction du matériau, de la géométrie du solénoïde et de la géométrie du conducteur.
De plus la fréquence seuil est déterminée en fonction du diamètre du conducteur. Ce
calculateur propose une fréquence seuil de 250 kHz pour chauffer efficacement un fil de
1,6 mm de diamètre. Cette fréquence servira seulement de guide puisque la fréquence
réelle du système dépendra aussi des limitations imposées par l’électronique qui sera
utilisée pour le circuit.
Calcul de la résistivité du fil
38
La résistivité électrique est l’aptitude d'un matériau conducteur à s'opposer au passage
d'un courant électrique sous une tension électrique donnée. Le calcul de la résistivité
d’un conducteur est assez simple et est donné par l’équation 2.4 :
(Éq 2.4)
Où ρ représente la résistivité du conducteur (Ωm), l la longueur du conducteur (m) et Aeff
la section effective (m2).
La section effective correspond à l’aire de la section dans laquelle le courant circulera.
Un courant alternatif circule toujours en périphérie d’un conducteur, jamais dans toute la
section. Ce phénomène se nomme l’effet de peau. Cet effet provoque la décroissance
de la densité de courant à mesure que l'on s'éloigne de la périphérie du conducteur ce
qui résulte une augmentation de la résistance du conducteur. En augmentant la
fréquence du courant, la profondeur de pénétration diminue tout comme l’aire effective
ce qui augmente la résistivité du conducteur [54]. La profondeur de pénétration du
courant se définit par l’équation 2.5 :
(Éq 2.5)
Où δ représente la profondeur de pénétration (m), ρ la résistivité du conducteur (Ωm), f
la fréquence (Hz), et μ la perméabilité magnétique absolue (H/m).
Le tableau 2 regroupe les valeurs qui permettent de calculer la profondeur de pénétration
Tableau 2: Valeurs pour calculer la profondeur de pénétration
Variables Valeurs Unités
ρ de l'aluminium
(à 20°C) 2,82E-08 Ωm
f 300000 Hz
μ 1,26E-06 (H/m)
δ 0,000154 m
Par la suite, l’aire effective peut être calculée à l’aide de l’équation 2.6 :
𝐴𝑒𝑓𝑓 = (𝜋 ∗ 𝑟2) − 𝜋(𝑟 − 𝛿)^2
Où Aeff représente l’aire effective du conducteur, r=rayon du conducteur (m) et δ la
profondeur de pénétration (m)
Le tableau 3 regroupe les valeurs servant à déterminer l’aire effective du conducteur
𝑅 = (𝜌 ∗ 𝑙)/𝐴𝑒𝑓𝑓
𝛿 = √𝜌
𝜋 ∗ 𝑓 ∗ 𝜇
(Éq 2.6)
39
Tableau 3: Valeurs pour calculer l'aire effective du conducteur
Variables Valeurs Unités
r 0,0006 m
δ 0,000154 m
Aeff 5,07E-07 m2
Finalement, l’aire effective du conducteur est utilisée dans l’équation 2.4 de la résistivité
du fil pour calculer la résistivité finale, ce qui donne R =0,00147Ω.
Détermination du Bp
Il suffit maintenant d’introduire les variables calculées dans l’équation 2.2 afin d’obtenir
la valeur de force maximale du champ magnétique qui sera nécessaire à la mise en
fusion d’un fil d’aluminium d’un diamètre 1,6mm à une vitesse de 25mm/s. Il est à noter
que ce calcul théorique ne prend pas en compte toutes les pertes énergétiques
présentes dans le circuit. En isolant le Bp on obtient : Bp= 0,01919 Tesla.
2.3.2 Conception et fabrication d’un système de chauffage par induction haute fréquence
Yves Jean, un expert en génie électrique du département de génie mécanique s’est
chargé de la conception et de la fabrication du circuit électrique qui pourra fournir une
énergie suffisante pour la mise en fusion d’un fil à 25mm/s. L’alimentation en puissance
est composée de deux sources en série, l’une étant fixe à 90V et la seconde variable de
0 à 20V. Les deux sources alimentent un demi-pont composé de deux transistors à effet
de champs et de deux diodes. La technologie des transistors est adaptée pour être en
mesure de commuter à plus de 250kHz. Lorsque le rapport cyclique de la tension de
sortie du demi-pont est de 50%, la tension moyenne (continue) en sortie est égale à la
moitié de la tension d’alimentation. Le circuit résonnant parallèle LC ne peut pas
admettre un niveau de tension continue. Un condensateur électrolytique de forte valeur
présentant une impédance capacitive très faible à 250KHz est introduit pour éliminer la
composante continue de la tension en sortie du demi-pont. L’impédance du circuit LC à
résonnance est très faible, les courants sont très élevés et il est impensable que ces
courants circulent dans les transistors du pont. Une inductance de couplage est insérée
entre le demi-pont et le circuit résonnant pour limiter l’amplitude maximum du courant
débité par les transistors. Les transistors à effet de champs fonctionnent en
commutation, ils se comportent comme des interrupteurs deux positions, ouverte ou
fermée. L’objectif de l’onduleur est d’appliquer une tension alternative en contre phase
du courant circulant dans l’inducteur. Un transformateur de courant capte le courant
40
sinusoïdal dans l’inducteur. Un comparateur à hystérésis détecte les passages à zéro
de l’onde de courant et produit un signal d’onde carré. Ce signal est utilisé pour
commander l’interrupteur du bas du demi-pont, tandis que ce même signal est inversé
et utilisé pour commander l’interrupteur du haut du demi-pont. C’est ce que l’on appelle
l’autopilotage de l’onduleur. Des étages d’isolation utilisant des transformateurs et des
optocoupleurs sont utilisés pour acheminer les signaux aux gâchettes des transistors à
effet de champ. Le schéma de principe de l’onduleur à résonnance utilisé pour le
chauffage par induction est présenté à l’annexe 1.
Pour produire un champ alternatif de haute intensité à haute fréquence, la bobine
d’induction est placée en parallèle sur un condensateur de puissance capable de
supporter un courant supérieur à 450 A RMS. L’ensemble condensateur bobine forme
un circuit résonnant dont la fréquence est déterminée par l’équation 2.7 :
La capacitance a été choisie pour obtenir une fréquence de résonnance de 250KHz. Un
onduleur de puissance autopiloté par le courant dans l’inductance est utilisé pour
alimenter et maintenir le circuit LC à résonnance.
Le circuit fut conçu puis assemblé. Certains composants comme la carte de contrôle en
bleu sur la figure 19 furent construites de toute pièce.
(Éq 2.7) 𝑓 =
0,5𝑝𝑖
𝑟𝑎𝑐𝑖𝑛𝑒(𝐿𝐶)
41
Figure 19 : Circuit du système de chauffage par induction
Le contrôle de la puissance du champ magnétique se fait en faisant varier la tension le
Variac de la figure 20.
Figure 20 : Variac utilisé pour ajuster la tension du circuit
La combinaison d’une fréquence relativement élevée à un bobinage de cuivre compact
engendre une difficulté de conception supplémentaire. La loi d’ampère présenté à
42
l’équation 2.8 indique que pour maximiser la puissance du champ, il faut maximiser le
nombre de tours du bobinage.
(Éq 2.8)
Où B représente la Puissance du champ (Tesla), μ la perméabilité magnétique
(1,256*10-6 H/m pour l’aluminium), N le nombre de tour du bobinage, I l’intensité du
courant (A) et L la longueur du solénoïde
La perméabilité magnétique est intrinsèque aux matériaux et ne varie que très peu même
en utilisant divers alliages d’aluminium. Les paramètres de contrôle pour maximiser la
puissance du champ sont l’intensité du courant, ainsi que la densité de tour du solénoïde.
Pour obtenir une densité de tour élevée, il faut réduire au minimum le diamètre du tube
de cuivre de la bobine.
Par contre en utilisant un tube d’un diamètre plus petit, l’aire effective de la section
diminue, ce qui a pour effet d’augmenter les pertes dans le solénoïde (voir équation 2.4).
De plus, il est préférable de refroidir le bobinage avec un fluide comme de l’eau
puisqu’une augmentation de la température du cuivre occasionne également une
augmentation de la résistivité. La plupart des systèmes d’induction existants utilisent
d’ailleurs un système de circulation d’eau.
Les tubes de cuivre creux les plus petits facilement disponibles sont des tubes de
réfrigérations dont le diamètre externe est de 1/8 de pouces et le diamètre interne est de
1/16 de pouces pour la circulation d’eau [55].La bobine de cuivre a ensuite été fabriquée
à la main en utilisant une machine de tournage. Le diamètre interne du solénoïde doit
être réduit au maximum pour confiner le champ magnétique et le forcer à s’induire dans
le filament. Différents essais de bobinage ont été effectués pour voir sur quel diamètre il
est possible de tourner le tube. Ces essais ont mené à la conclusion que le diamètre
minimum d’enroulement est de ¼ de pouce. Tous les bobinages effectués sur de plus
petits diamètres ont causé une déformation trop importante qui occasionnait un
affaissement de la paroi interne et mènerait par le fait même un blocage du flux d’eau
qui y circulerait. Le bobinage est ensuite soudé à l’argent à des tubes de 3/16 et ¼ de
pouce afin de pouvoir se liés à des connecteurs qui sont vissés à deux plaques en
aluminium percées positionnées de part et d’autre du condensateur. L’ensemble de ce
montage une fois fabriqué est présenté à la figure 21.
𝐵 =𝜇𝑁𝐼
𝐿
43
Figure 21: Assemblage couplé au circuit électrique pour la mise en fusion de filament
d'aluminium
Le montage est aussi connecté à une pompe thermorégulée via une entrée et une sortie
pour mettre la circulation de l’eau dans les plaques d’aluminium pour refroidir le
condensateur et la bobine de cuivre. Ces entrées sont présentées à la figure 22.
44
Figure 22 : vue arrière de l’assemblage
Le bobinage final en cuivre comprend 6 tours et a une longueur d’environ 40 mm. Le flux
d’eau refroidit efficacement le solénoïde qui ne s’échauffe que très peu lors du passage
du courant. La fréquence du courant alternatif est d’environ 260 kHz, ce qui est supérieur
au 250kHz visé.
2.3.3 Essais expérimentaux préliminaires de déposition contrôlée
Essai 1 : test de la puissance des champs magnétiques et du comportement du
métal en fusion
Le premier objectif de l’essai 1 consistait à déterminer expérimentalement si le champ
magnétique alternatif induit suffisamment de courant afin de faire fondre le fil
d’aluminium de 1,6mm de diamètre au centre du bobinage. La puissance du champ n’a
pas été quantifiée lors de cet essai. Les résultats de l’essai 1 montrent que la puissance
du champ est suffisante pour liquéfier le filament en une à deux secondes, ce qui a été
jugé suffisamment rapide pour poursuivre les essais sans à avoir à modifier le circuit
électrique. Le second objectif était d’observer le comportement du métal liquéfier au
centre du bobinage. Il était difficile de savoir si la gravité serait suffisante pour laisser
s’écouler l’aluminium une fois mis en fusion. Si c’est le cas serait alors possible de
fabriquer une pièce en aluminium en déplaçant la tête d’induction tout en générant des
gouttelettes par mise en fusion continue du filament. Ce système pourrait alors produire
45
des pièces similaires à celles mises en forme par les systèmes de déposition de
gouttelettes présentées à la section 1.5.2. En outre, les essais expérimentaux ont montré
que le métal mis en fusion ne s’écoulait pas, mais tendant plutôt à s’accumuler jusqu’à
la formation de très grosses gouttelettes qui finissent par tomber grâce à la gravité. La
figure 23 (a) représente l’effet désiré lors de l’introduction du filament dans le solénoïde,
soit la génération de petites gouttelettes à une fréquence de détachement constante. Ce
qui se produisait réellement est présenté à la figure 23 (b)
(a) (b)
Figure 23: a) Formation des gouttelettes telle que désirée b) Formation des gouttelettes
selon les observations
Ce phénomène occasionnait deux problèmes majeurs : premièrement, la gouttelette
avait un volume bien supérieur au diamètre du filament, ce qui diminuerait fortement la
précision des pièces éventuellement fabriquées. Deuxièmement, la fréquence de
formation de gouttelettes est très variable, ce qui rendrait le procédé difficile à contrôler.
À la suite de ces observations, il a été possible de formuler plusieurs hypothèses
expliquant l’apparition de ce phénomène. Le phénomène réel est probablement décrit
par une combinaison des trois hypothèses ci-dessous. Tout d’abord, il y avait
possiblement l’apparition d’un film d’oxyde sur la gouttelette qui formait progressivement
une enveloppe solide, empêchant la gouttelette de tomber. La deuxième hypothèse était
que les forces de Lorentz produites par le champ magnétique repoussent l’aluminium en
fusion vers le haut. La dernière hypothèse est que ce comportement est probablement
dû à la forte tension de surface que possède l’aluminium, par rapport à sa faible densité.
Ce ratio élevé défavorise la formation de gouttelettes fines.
Pour s’assurer que la formation d’un film d’oxyde ne contribuait pas à ce phénomène
indésirable, une atmosphère contrôlée de fortune a été ajoutée au montage. L’argon a
46
été confiné grâce à un contenant en polymère mis autour du montage et le fil d’aluminium
a été maintenu dans la bobine pour observer l’impact de l’atmosphère inerte sur la
formation des gouttelettes. Les essais ont démontré que cette modification n’avait pas
d’impact sur la diminution de la taille des gouttelettes ni sur la stabilité de la fréquence
de formation. Bien que la direction de la force induite par le champ magnétique puisse
s’opposer au filament, des simulations auraient dû être effectuées pour connaitre la
norme et la direction de ce vecteur force, ce qui a été jugé non pertinent pour la phase
des essais préliminaire. De toute évidence, la force générée par la gravité semblait
largement insuffisante pour obtenir une taille de goutte minimale, ainsi qu’un contrôle
adéquat du procédé.
Essai 2 : ajout d’un flux de gaz pour forcer le détachement
Les observations effectuées lors de l’essai 1 permettent de conclure qu’une force
supplémentaire est nécessaire pour que les gouttelettes se détachent du filament, un
peu comme pour les autres techniques de fabrication additive par déposition de
gouttelettes. L’essai 2 consiste donc à observer le comportement du métal en fusion
lorsqu’un flux de gaz est dirigé vers la zone en fusion. Le montage a donc été modifié
afin de pouvoir acheminer un flux d’argon vers le filament. Dans ce nouveau montage
présenté à la figure 24, un tube d’alumine est inséré à l’intérieur du solénoïde en cuivre.
Puisque l’oxyde d’aluminium est une céramique non conductrice, le tube n’interagit pas
avec le champ magnétique. L’argon est acheminé grâce à un connecteur imprimé en 3D
en polyuréthane, pour assurer l’étanchéité. Le fil d’aluminium est introduit par un petit
orifice sur le dessus du connecteur qui a environ la même largeur que le fil pour
maximiser l’étanchéité et faire en sorte que la majorité du gaz s’échappe vers le bas.
47
Figure 24 : Montage avec l’ajout d’un tube de céramique et d’un débit d’argon.
Le débit d’argon est confiné dans le tube et exerce une force supplémentaire sur
l’aluminium en fusion pour engendrer un détachement des gouttelettes ce qui réduit
drastiquement leur taille comparativement au montage précédent. De plus, l’argon agit
comme protection pour limiter l’oxydation de l’aluminium. Ces résultats préliminaires sont
encourageants et démontrent que ce procédé répond mieux aux critères de sélection
que celui présenté à la section 2.1. Ainsi, la phase exploratoire prend fin et les prochains
chapitres du mémoire présentent le cheminement qui a servi à développer un système
de fabrication additive qui se base sur la mise en fusion d’un fil d’aluminium par induction.
48
CHAPITRE 3 : Conception, fabrication et expérimentation du premier montage robotisé
3.1 Définition de l’objectif après les essais préliminaires
Les essais préliminaires ont servi à définir plus précisément l’objectif du mémoire. Ce
dernier est maintenant de développer un système de fabrication additive métallique à
partir de la mise en fusion de fil d’aluminium par induction. Le déplacement de la tête de
déposition se fera grâce à un bras robotisé. Un outil d’usinage sera intégré au système
de fabrication additive afin de fabriquer des pièces précises à partir de la préforme en
aluminium. Les pièces fabriquées devront avoir des propriétés mécaniques similaires
aux pièces de fonderie et devront être d’une densité de près de 100%. Les travaux de
recherches porteront davantage sur le développement du procédé de fabrication
additive.
3.2 Conception du premier montage robotisé
Trois éléments essentiels seront ajoutés au montage précédent, soient un contrôle
précis de l’avance du filament, l’utilisation d’un robot pour le déplacement en trois axes
de la tête d’impression, ainsi qu’un contrôle du débit d’argon. Le nouveau montage sera
installé sur un bras robotisé FANUC R-2000iC-210F. Le bras supporte l’équipement
nécessaire pour le soudage MIG («Metal Inert Gas»), c’est-à-dire un dévidoir pour le fil
d’aluminium auquel est connecté un long tube de guidage jusqu’à la torche MIG. Le tube
de guidage contient aussi une gaine qui permet d’acheminer le flux d’argon jusqu’à la
torche MIG. En retirant une partie des pièces de la torche MIG, il est possible d’avoir
accès à des filets présentés à la figure 25 qui seront utilisés pour installer le premier
montage robotisé.
Figure 25: Torche MIG pour installer la tête d’induction
49
Le système de soudage MIG connecté au robot FANUC par des entrées analogiques et
digitales permet de contrôler la vitesse d’avance du fil de même que la valve d’entrée
régulant l’argon à partir d’un programme exécuté par le contrôleur du bras robotisé. Ces
équipements serviront à pousser le filament et l’argon à l’intérieur du tube de céramique
lors des essais expérimentaux. Pour les utiliser, il suffit d’envoyer des commandes au
contrôleur MIG comme lors d’un soudage, sans toutefois activer l’arc électrique. Une
nouvelle tête d’induction plus compacte a également été conçue spécifiquement pour le
nouveau montage. Cette tête d’induction présentée à la figure 26 est similaire à la
première. Elle est constituée d’un bobinage en cuivre connecté à deux blocs
d’aluminium, mis de part et d’autre du condensateur. La nouvelle tête d’induction refroidit
efficacement le solénoïde de cuivre et les condensateurs tout en étant compacte et
légère. Le bobinage de cuivre a aussi été modifié afin que son extrémité inférieure puisse
être positionnée plus près du substrat que la tête d’induction précédente.
Figure 26 : Tête d’induction plus compacte du premier montage robotisé
Cette nouvelle tête est fixée sur une plaque d’aluminium usinée. Une pièce imprimée en
3D en PLA représenté en vert sur la figure 27 sert à relier la plaque en aluminium avec
la tête MIG en utilisant les filets 3/14-16 de la figure 25. Le trou rectangulaire de la plaque
d’aluminium autour du bobinage sert à éloigner l’aluminium du champ magnétique. Un
conducteur placé trop près de la bobine pourrait s’échauffer par induction ce qui pourrait
entrainer d’importantes pertes d’efficacité. Les autres composants à proximité du
solénoïde sont également non-conducteurs.
50
Figure 27:Premier montage robotisé dans son ensemble
La vue en coupe de la figure de la figure 28 illustre la gaine de guidage qui permet
d’acheminer l’argon et le fil jusqu’au tube d’alumine. Le tube est maintenu en place
grâce à la pièce en polyuréthane fabriquée par impression 3D. Le polyuréthane est un
élastomère flexible ayant des propriétés similaires au caoutchouc et procure une bonne
étanchéité. Un courant s’induit dans le fil grâce au champ magnétique généré par la
bobine et celui-ci fond alors qu’il progresse vers la sortie du tube. Le flux d’argon permet
de détacher les gouttelettes à mesure que le fil est fondu ce qui créer un flux de
gouttelettes qui s’éjecte du tube d’alumine.
Le premier montage robotisé fut assemblé sur le bras robotisé FANUC. La tête
d’induction est connectée au circuit électrique du système de chauffage par induction
(figure 19), ainsi qu’à un système de pompage d’eau thermorégulée. Les figures 29 a)
et b) présentent des images du montage une fois installé sur le bras robotisé. La figure
29 b) présente les connexions électriques et les tuyaux qui acheminent l’eau de
refroidissement.
51
Figure 28 : Vue en coupe du premier montage robotisé
(a)
(b)
Figure 29 : a) Vue du dessous du montage, avec l’extrémité du fil d’aluminium visible b) Vue
rapprochée du premier montage robotisé
52
3.3 Programmation et essais expérimentaux
Le contrôle de l’avance de fil, du débit d’argon et du positionnement du robot est fait
avec la programmation informatique en utilisant le langage KAREL qui est propre aux
robots de marque FANUC et qui a été développé à partir du langage Pascal. Les
premiers essais avaient un problème majeur relié à l’avance du filament. La vitesse
minimale d’avance du dévidoir du MIG est trop élevée pour laisser le temps au fil de
s’échauffer assez rapidement, même à puissance maximale. Le programme a dû être
modifié pour que l’avance du fil soit discontinue. L’avance du fil est donc activée pendant
un certain temps, puis est ensuite cessée pour laisser le temps au système d’induction
de faire fondre l’aluminium. L’avance discontinue du filament fut testée en utilisant deux
modes d’alimentation de l’argon, le mode continu et le mode pulsé. Le mode continu
correspond à un mode ou le débit d’argon est constant. À mesure que le filament fond,
le débit d’argon crée une pression sur l’aluminium en fusion, ce qui éjecte des
gouttelettes lorsque la force engendrée par le flux est supérieure à la force de capillarité
qui retient les gouttelettes au filament encore solide. Pour le mode pulsé, l’argon est
régulé par une valve qui s’ouvre et se ferme à une certaine fréquence afin de pulser
l’argon à l’intérieur du tube d’alumine. Chaque pulse crée une onde de pression qui
permet aux gouttelettes de se former. Pour chaque mode, plusieurs essais ont été
effectués en faisant varier divers paramètres par essais et erreurs. Chaque paramètre
fut testé sur une grande plage de valeurs afin de voir les limites minimales et maximales
à l’intérieur desquelles il est possible de former des gouttelettes. Le tableau 4 regroupe
les plages efficaces pour chaque paramètre. L’unité SLPM correspond à «Standard Liter
Per minute» ou litre par minute. En s’écartant de ces plages, la formation de gouttelettes
était impossible pour diverses raisons qui seront détaillées dans les sections suivantes.
La gamme de valeurs efficaces du débit d’argon varie selon le mode utilisé, alors que
la gamme d’efficacité des autres paramètres ne dépend pas du mode utilisé.
Tableau 4 : Gammes efficaces des paramètres pour le premier montage robotisé
Modes Paramètres
Continue Pulsée
Gamme de débits 7 à 18 SLPM 5 à 10 SLPM
Pression argon à la sortie de la bonbonne 40 PSI
Vitesse d’avance du fil durant le délai actif 20 mm/s
Gamme des délais actifs pour l’avance du fil 150 à 500 ms
Gamme des délais de repos pour l’avance du
fil 750-2000 ms
53
Voltage fourni au système à induction 118 VAC
3.3.1 Démarche de détermination des limites pour chaque paramètre
Cette section présente comment les limites minimale et maximale de chaque paramètre
ont été définies en fonction des observations des essais expérimentaux.
Mode continu
Lorsque le débit était sous 7 SLPM en mode continu, les gouttes se formaient à
des intervalles de temps très éloignés. La variabilité entre la taille des gouttes
devenait trop importante et le tube de céramique se bouchait fréquemment à
cause de l’accumulation de l’aluminium dans le tube. Toutefois, un débit
supérieur à 18 SLPM semblait causer trop de turbulence ce qui faisait exploser
les gouttelettes et engendrait une inconstance de la taille des gouttelettes. La
génération de gouttelettes de tailles très variables rend le procédé difficile à
contrôler.
Mode pulsé
En mode pulsé, les essais effectués au-dessous de 5 SLPM ont donné de
mauvais résultats puisque les pulses n’étaient pas assez puissants pour projeter
les gouttelettes. Le tube avait alors tendance à s’obstruer et la fréquence de
déposition des gouttelettes variait. Au-dessus de 10 SLPM, les pulses
fragmentaient les gouttelettes. Cette fragmentation occasionne une forte
distribution de la taille des microgouttelettes générées ainsi qu’une plus grande
zone de déposition, ce qui est indésirable pour la fabrication additive.
Mode pulsé et continu
La pression d’argon a été fixée à 40 PSI de manière arbitraire. La variation de la
pression n’avait pas d’influence significative sur le comportement du procédé,
contrairement à la variation du débit.
La vitesse d’avance a été fixée à 20mm/s puisque c’est la vitesse minimale
d’avance du dévidoir. Il n’y aurait aucun avantage à l’augmenter puisqu’il faudrait
augmenter le délai de repos ou diminuer le délai actif pour l’avance du fil.
L’avance de 25mm/s pour laquelle le système d’induction a été conçu au
préalable ne pouvait être atteinte avec un filament de 1,6mm. La puissance du
système fut tout de même jugée comme suffisante pour tester le potentiel de
cette technologie.
Les gammes des délais pour l’avance et le repos du filament fondu ont été
choisies en fonction de leur capacité à faire fondre le filament, tout en maximisant
54
la vitesse d’avance. Des délais de repos de plus de 2 secondes augmentaient la
probabilité d’obstruction du filament puisque l’aluminium pouvait s’accumuler
dans le tube.
Le voltage maximal qui peut être fourni au bobinage de cuivre est de 118 VAC.
Il n’y avait aucun avantage à diminuer la puissance fournie, c’est pourquoi le
voltage a été laissé à 118 VAC tout au long des essais.
3.4 Inconvénients et problématiques rencontrées lors des essais
Lors des essais, plusieurs problèmes sont survenus. La problématique principale était le
manque de répétitivité du procédé. Plusieurs essais avec les mêmes paramètres
pouvaient donner des résultats très différents. Nécessairement, plusieurs éléments
n’étaient pas contrôlés et variaient d’un essai à l’autre. Trois hypothèses ont été émises
pour expliquer le manque de répétitivité :
A. Un centrage inadéquat du filament, ou une variation de son positionnement
B. Une avance de fil inconstante
C. Une diminution dans la puissance fournie au fil par le système d’induction
En plus d’un manque de répétitivité, il était fréquent qu’un tube s’obstrue par une
accumulation d’aluminium durant un essai. Ces obstructions sont très problématiques,
car elles nécessitent l’arrêt des essais en cours, ainsi que le débouchage du tube. La
majorité du temps, il est impossible de déboucher le tube sans le briser. Ces obstructions
ont été l’un des plus importants défis au cours du développement de ce procédé et seront
abordées en profondeur à la section 5.1.1.
A. Un centrage inadéquat du filament, ou une variation de son positionnement
Le décentrage survient parce que le filament d’aluminium à un diamètre de 1,6mm alors
qu’il circule à l’intérieur d’un tube dont le diamètre interne est de 3,175mm. Ainsi, il est
possible que le filament soit légèrement en angle lors de son entrée dans le tube, comme
à la figure 30 a), et pourrait entrer en contact avec la paroi interne du tube. L’aluminium
toujours en fusion transmettra alors une partie de sa chaleur au tube d’alumine, ce qui
peut solidifier l’aluminium et mener à une perte d’efficacité. De plus, l’écoulement de gaz
est probablement modifié par un changement d’angle dans le filament. Le flux d’argon
pourrait être obstrué à l’endroit où le fil est en contact avec la paroi de la céramique, ce
qui modifie le profil de l’écoulement de l’argon. Par ailleurs, la puissance des champs
magnétiques générés par le système à induction est inversement proportionnelle au
carré de la distance. Il est possible que la force du champ magnétique varie rapidement
55
en s’éloignant du centre du solénoïde. Un filament plus loin du centre du bobinage
pourrait donc recevoir moins d’énergie qu’un filament parfaitement centré.
Ce décentrage a même été observé lors des essais expérimentaux. La photo de la figure
30 b) a été prise grâce à une caméra GoPro Hero 4 placée directement sous le tube en
céramique. La photo montre clairement que le fil d’aluminium en fusion est positionné
en bas à gauche du tube de céramique et non au centre, ce qui confirme l’hypothèse A.
B. Une avance de fil inconstante
Le filament de 1,6mm de diamètre parcourt une distance de 2,5m à l’intérieur de la gaine
de guidage d’un diamètre de 3mm jusqu’à la torche MIG. Lorsque le fil d’aluminium
adhère légèrement au tube de céramique pendant les essais, cela cause un blocage
momentané au niveau du tube ce qui pourrait déformer légèrement le fil par flambement
dans la gaine. Lorsque le filament reprend sa forme, il crée une accélération de
l’avancement du fil comme un effet ressort. L’hypothèse est que ces déformations
élastiques du filament dans la gaine de guidage engendrent parfois une inconstance de
la vitesse d’avance ce qui diminue la répétitivité des essais.
C. Une diminution dans la puissance d’induction
La puissance d’induction est définie par un voltage envoyé au système depuis le Variac
qui est toujours réglé au même voltage. Toutefois, ce voltage n’est pas équivalent au
voltage réellement envoyé au circuit. En effet, le voltage réel pourrait être inférieur à celui
réglé sur le Variac puisque l’échauffement des composants internes engendre une
a)
b)
Figure 30 : a)Vue en coupe montrant le décentrage du fil d’aluminium lors des essais
b) Décentrage observé grâce à une caméra GoPro
56
augmentation de la résistivité du circuit. Dans ce cas, la puissance induite dans le fil
d’aluminium diminuera également et cela affecte la répétitivité des essais.
3.5 Conclusion
Un premier montage qui se base sur un principe de mise en fusion d’un filament
d’aluminium par induction a été conçu puis assemblé sur un bras robotisé. Le métal
fondu est expulsé en gouttelettes par un flux d’argon qui peut être soit pulsé ou continu
à l’intérieur d’un tube de céramique. L’équipement servant au soudage MIG a été utilisé
pour le contrôle du procédé. Le dévidoir sert à contrôler l’avance du filament alors qu’une
valve permet de contrôler le débit de l’argon. Il est possible de générer des pulses en
alternant la fermeture et l’ouverture de la valve. Lorsque le flux est continu, les
gouttelettes d’aluminium projetées sont grossières et leur vélocité est faible. Lorsque le
flux est pulsé, les gouttelettes sont plus fines et ont plus de vélocité, mais elles ont
tendance à se séparer en plusieurs microgouttelettes. Pour chaque mode, différents
débits d’argon et différentes vitesses d’avance du filament ont été testés, ce qui a permis
d’établir les plages de valeurs efficaces pour chaque paramètre.
La fréquence de formation des gouttelettes variait entre plusieurs essais qui étaient
effectués avec les mêmes conditions. Trois hypothèses ont été formulées pour expliquer
le manque de répétitivité. Premièrement, une variation dans le positionnement du
filament pourrait faire dévier le flux d’argon ou faire dévier le filament jusqu’à la paroi
interne du tube en céramique ce qui peut faire solidifier le métal. Deuxièmement,
l’avance du filament pourrait varier à cause d’un fléchissement du filament dans la gaine
de guidage. Finalement, la puissance du système à induction pourrait diminuer après
plusieurs essais consécutifs à cause de l’échauffement des composants du circuit
électrique. Afin de surmonter les problèmes rencontrés lors des essais avec le premier
montage, un second montage plus performant a été conçu et est présenté au prochain
chapitre.
57
CHAPITRE 4 : Conception et fabrication du montage robotisé final
4.1 Conception du montage robotisé final
Le montage final a été conçu dans le but de pallier aux limites du montage robotisé initial.
Il procurera entre autres, un meilleur centrage du filament, une avance de fil plus
constante et un meilleur contrôle du débit d’argon. Ces modifications devraient améliorer
la répétitivité du système de fabrication additive tout en réduisant l’incidence des
obstructions. En plus, un outil d’usinage sera intégré au montage, ainsi qu’un enclos
pour contenir l’argon et limiter l’oxydation. Un substrat d’impression chauffé sera installé
dans l’enclos de protection pour favoriser la formation de liens métallurgiques entre les
gouttelettes. La figure 31 présente le montage dans son ensemble qui est constituée de
trois éléments :
A. Le substrat d’impression qui sert de support à la construction de pièces par
fabrication additive
B. L’enclos de protection afin de contenir l’argon.
C. La plaque de support qui contient l’ensemble des composants pour la
projection des gouttelettes, ainsi qu’un moteur pour l’usinage dans le but de faire
de la fabrication additive hybride
58
Figure 31 : Montage final avec les trois éléments principaux : le substrat d’impression, l’enclos de protection et la plaque de support
59
A. Substrat d’impression
Le substrat d’impression présenté à la figure 32 est constitué d’une plaque en aluminium
percée de plusieurs canaux afin de laisser circuler du glycol à haute température. La
circulation et le chauffage du glycol se font grâce au système REGLOPLAS 300S. Cette
machine pompe du glycol en continu à l’intérieur des canaux de la plaque et la chauffe
jusqu’à une température maximale de 300°C. L’utilisation d’un plateau chauffant est
habituellement nécessaire pour obtenir des pièces avec une bonne résistance
mécanique grâce à la formation de liens métallurgiques par remise en fusion locale (voir
section 1.5.2).
Figure 32 : Substrat d’impression présenté en vue isométrique translucide
B. Enclos de protection
L’enclos de protection sert à former une pression partielle d’argon à proximité du substrat
d’impression pour limiter la formation d’oxydes à l’intérieur de la pièce. Les films
d’oxydes pourraient nuire aux propriétés mécaniques. L’enclos de protection est
constitué de quatre panneaux en acrylique positionnés autour du montage. Ces
panneaux seront vissés à une tôle d’acier pliée, qui constitue le plancher de l’enclos.
Afin de contenir l’argon au maximum, un tissu hermétique sera placé autour du montage,
entre les bandes de velcro et le dessus des panneaux en acrylique de la figure 31. Un
tissu flexible est nécessaire pour ne pas trop entraver le mouvement du robot lors de la
fabrication d’une pièce. Bien que l’argon puisse s’échapper par divers orifices de cette
enceinte, ce gaz est plus dense que l’air ambiant et restera dans le bas de l’enceinte,
près du substrat d’impression.
C. Plaque de support
La plaque de support sert au soutien de l’ensemble des composants du montage. Il s’agit
d’une plaque de 18 par 12 pouces d’une épaisseur de ½ pouce. La figure 33 présente
les divers trous usinés dans la plaque de support. Le trou complètement à gauche sur la
figure sert à créer un dégagement pour l’outil d’usinage. Le trou carré près du centre de
60
la plaque est nécessaire pour éloigner tous métaux conducteurs du solénoïde en cuivre,
exactement comme pour le premier montage robotisé. Les autres ouvertures sont des
trous de passage servant à visser l’ensemble des composants à la plaque de support
qui sont présentés à la section 4.2
Figure 33 : Vue de dessous de la plaque de support
4.2 Composants de la plaque de support
La plaque et ses composants sont présentés dans cette section ainsi que schématisées
en détail à la figure 34.
Attache au robot
L’attache au robot sert à relier la plaque de support au bras robotisé FANUC. Cette pièce
en aluminium contient également deux rainures usinées qui permettent de pivoter la
plaque au besoin. Des vis et écrous permettent de serrer le tout afin de fixer sa position.
Collier de serrage
Cette pièce en aluminium est directement vissée sur l’attache au robot et sert à tenir la
toupie d’usinage.
Toupie d’usinage
La toupie d’usinage est essentielle à un système de fabrication additive hybride. Dans le
cadre de ce projet, les efforts ont été concentrés sur le système de déposition innovateur
plutôt que sur l’usinage des pièces. Cette toupie est donc installée sur le montage, mais
n’a jamais été utilisée pour les essais expérimentaux.
Bobine et support de la bobine
61
La bobine de fil d’aluminium de 1,6mm de diamètre constitue la matière première de ce
procédé de fabrication additive. La couleur bleue n’est pas représentative de la couleur
réelle et est utilisée simplement pour mieux distinguer le fil des autres composants lors
de la présentation du noyau du montage à la section 4.3. Le support de la bobine est
vissé directement sur la plaque de support.
Tête d’induction
La tête d’induction n’a pas été modifiée, elle est exactement identique à celle décrite à
la figure 26 de la section 3.2. Elle est vissée sur la plaque de support grâce à des trous
houblons afin de l’enligner avec le tube en céramique.
Servovalve
La servovalve électrohydraulique sert à réguler le débit d’argon. L’utilisation de cette
valve permet de contrôler le flux d’argon très précisément, puisque l’ouverture de la valve
est régulée par un voltage. Ce contrôle permettra de faire varier le débit d’argon d’une
multitude de manières différentes, alors que la valve utilisée lors du premier montage ne
pouvait qu’être soit complètement ouverte ou complètement fermée. La servovalve est
directement vissée sur la plaque de support.
62
Figure 34 : Schéma détaillé de la plaque de support et de ses composants
63
4.3 Conception du noyau du montage
Le noyau du montage de la figure 34 est la partie critique du montage, car le contrôle
du procédé de déposition dépend essentiellement de cette partie. Le noyau et ses
composants sont présentés aux figures 35 et 36.
Figure 35 : Vue isométrique du noyau du montage
Support du moteur
Le support du moteur soutient également divers éléments essentiels pour contrôler
l’avance du filament. Les roues d’entrainement servent à pousser le filament dans le
tube. La roue d’entrainement de gauche sur la figure 36 est couplée directement à un
moteur Nema 17. Ce moteur pas-à-pas est fréquemment utilisé dans les imprimantes
3D de type FDM puisqu’il permet une avance précise et possède un couple suffisant
pour pousser le filament. L’autre roue est soutenue par un bras pivotant. Les ressorts
à la figure 35 sont reliés au bras pivotant et permettent aux roues d’appliquer une
64
pression sur le filament pour augmenter l’adhérence afin d’empêcher les roues de glisser
sur le filament. Cette pression s’ajuste en modifiant la tension des ressorts.
Figure 36 : Vue en coupe du noyau du montage
Guide initial
Le guide initial est imprimé en 3D en PLA et facilite l’insertion du filament tout en le
guidant jusqu’aux roues d’entrainement.
Guide secondaire
Le guide secondaire sert essentiellement à centrer le filament ce qui est crucial pour la
répétitivité du procédé. Les problématiques causées par un mauvais centrage sont
d’ailleurs évoquées à la section 3.4. Ce guide à une forme conique à l’entrée pour faciliter
la pénétration du filament, puis le diamètre du trou rétrécit jusqu’à un diamètre de 1,7mm,
65
soit assez près du diamètre de 1,6mm du filament. Puisque l’utilisation de pièces
métalliques est à proscrire à proximité du bobinage, cette pièce a été imprimée grâce à
une imprimante à résine de haute précision, la Formlabs Form 2. Les tolérances
géométriques des pièces produites par cette machine sont excellentes. Le guide
secondaire sert aussi à empêcher l’argon de s’échapper vers le haut pour que la majorité
puisse allez vers le tube.
Connecteur en polyuréthane
Cette pièce imprimée en 3D en polyuréthane sert à acheminer l’argon jusqu’au tube
d’alumine. La servovalve propulse le gaz dans une conduite jusqu’au raccord pour
l’entrée du gaz qui est inséré sous pression dans le connecteur. L’argon acheminé se
dirige majoritairement vers le tube, puisque la restriction y est moins importante que vers
le guidage secondaire. Le tube est inséré à l’intérieur du bobinage de cuivre par le
dessous, puis dans le connecteur en polyuréthane qui est lui-même inséré dans un
support en PLA.
4.4 Fabrication et assemblage du montage
L’enclos de protection présenté dans les dessins de CAO n’a jamais été assemblé sur
le montage réel. Les tests initiaux ont démontré qu’il était possible de former des pièces
d’aluminium sans l’enclos de protection. L’enclos serait intégré au montage qu’après
avoir vérifié la présence de phases oxydées dans la microstructure des pièces
d’aluminium. Si les métallographies montrent ces phases qui peuvent nuire aux
propriétés mécaniques, l’enclos sera ajouté au montage. Toutefois, il est possible que le
flux d’argon à lui seul puisse prévenir la formation d’oxydes et c’est pourquoi il est plus
logique de faire les essais initiaux sans l’enclos de protection. Les autres composants
du modèle CAO ont été fabriqués puis assemblés sur le bras robotisé. La figure 37
présente le montage final. Toutes les pièces en aluminium du montage ont été
fabriquées par usinage. La tête d’usinage est installée sur le montage, mais n’est pas
visible sur la figure puisqu’elle se situe de l’autre côté de l’attache au robot.
66
La figure 37 est une photo de montage final en vue rapprochée. La carte de contrôle,
l’ordinateur et le circuit électrique sont situés à l’extérieur de l’enceinte du robot.
Figure 37 : Photo du montage robotisé final assemblé
67
CHAPITRE 5 : Mise en service du montage robotisé final
La mise en service du montage robotisé final fut la partie la plus complexe et la plus
longue du projet. Afin de fabriquer une pièce par déposition de gouttelettes, il faut
mouvoir le bras robotisé précisément tout en contrôlant la taille et la fréquence des
gouttelettes. Le contrôle de ces éléments n’est possible que par la programmation
informatique. Deux programmes, écrits en deux langages différents, servent aux
contrôles du procédé :
Un premier programme écrit en Excel VBA («Visual Basic for Application»)
contrôle les éléments nécessaires à la génération des gouttelettes depuis un
ordinateur :
o Le moteur pas-à-pas qui pousse le filament
o La servovalve électrohydraulique qui régule le débit d’argon
Un deuxième programme écrit en KAREL, le langage utilisé par les robots de
marque FANUC, contrôle les déplacements du bras robotisé lors de la fabrication
Les deux programmes ne communiquent pas entre eux et doivent donc être exécutés
simultanément afin de synchroniser le flux de gouttelettes et le déplacement. Comme
pour le premier montage robotisé, le nouveau montage a été testé en mode continu et
en mode pulsé.
5.1 Déposition en mode continu
Le mode continu fut testé en premier puisqu’il ne requiert que très peu de paramètres.
Un exemple de programme VBA pour l’utilisation du mode continu est présenté à
l’annexe 2. À noter qu’avec le moteur Nema 17, il n’est plus nécessaire de faire avancer
le filament de manière discontinue comme avec le montage robotisé initial. Le moteur
pas-à-pas possède une vitesse minimale bien inférieure au dévidoir du MIG.Tout comme
pour le montage initial robotisé, il fallait tout d’abord déterminer les gammes efficaces de
paramètres pour le mode continu. Pour cela, le programme VBA de l’annexe 2 est
exécuté alors que le robot est stationnaire. Il est alors possible d’observer comment les
différents paramètres réglés dans le programme affectent les gouttelettes. Les valeurs
qui donnent des gouttelettes trop massives, ou une trop grande variabilité dans la taille
des gouttelettes seront exclues. Les variables pour le mode continu sont les mêmes que
pour le premier montage, soit la vitesse d’avance et le débit d’argon. De plus, la longueur
du tube de céramique a été ajoutée comme variable puisque les observations montrent
que les tubes plus longs donnaient des résultats différents des plus courts. La pression
68
de l’argon à la sortie de la bonbonne est toujours de 40 PSI. Le voltage envoyé par le
Variac est de 115 VAC comme pour le premier montage. La vitesse d’avance du filament
maximal est de 12 mm/s. À une vitesse supérieure, le système de chauffage par
induction n’a pas assez de puissance pour fondre entièrement le fil. Le débit d’argon doit
être entre 8 et 12 SLPM, en dehors de ces valeurs plusieurs problèmes surviennent. Voir
section 3.3.1 pour plus de détails. Le tube de céramique doit être d’une longueur d’au
moins 40mm pour qu’il soit positionné au même niveau que l'extrémité inférieure du
bobinage de cuivre. En étant plus court, une partie du bobinage est exposé et pourrait
être en contact avec du métal en fusion ce qui crée un court-circuit.
5.1.1 Analyse de l’obstruction du tube
Pendant les essais en mode continu, l’obstruction du tube a ralenti grandement le
déroulement des essais. Cette obstruction est probablement due à un décentrage du
filament dans le tube. Ceci étant dit, il est extrêmement difficile de s’assurer d’un
centrage parfait du filament. En effet, même si le filament est centré par le guide
secondaire, il est fort probable que le fil ne soit que fléchi de manière élastique, il reprend
donc sa forme initiale lors de la sortie du guide et n’est plus droit à l’intérieur du tube.
Pour s’assurer d’un guidage parfait, il faudrait un système qui déforme plastiquement le
filament pour le mettre parfaitement droit avant son entrée dans le tube. Cette méthode
aurait été complexe à mettre en place et n’a jamais été testée. Par ailleurs, il serait
possible de prévenir l’obstruction en faisant une modification de la surface intérieure du
tube qui empêcherait l’aluminium d’adhérer à la paroi lors d’un contact. Certains
revêtements, utilisés par les fonderies d’aluminium, empêchent le métal en fusion de
coller à une surface. Le nitrure de bore est l’un des revêtements les plus répandus dans
l’industrie et donne généralement de bonnes performances antiadhésives [56]. Le
revêtement a donc été appliqué à l’intérieur du tube, puis les essais en mode continu ont
été poursuivis. Malheureusement, ce revêtement n’a pas diminué la fréquence à laquelle
le tube s’obstruait.
L’huile végétale peut également être utilisée comme lubrifiant dans les fonderies pour
limiter l’adhésion. Les tubes ont été submergés dans un pot d’huile de canola, puis ont
été réinsérés dans le bobinage de cuivre. L’ajout d’huile a donné de bons résultats dès
les premiers essais et a contribué fortement à diminuer l’incidence de l’obstruction des
tubes. L’huile brule au contact de l’aluminium liquide, ce qui forme un dépôt de carbone
à l’intérieur du tube. Ce dépôt s’apparente à du graphite qui est un lubrifiant solide, et
empêche l’aluminium d’adhérer au tube. Malgré une nette diminution de la fréquence
69
des obstructions grâce à l’huile, ce phénomène n’a jamais été complètement éliminé au
cours du projet.
5.1.2 Évaluation du contrôle et de la répétitivité en mode continu
Les analyses précédentes pour les différents modes de déposition n’ont porté que sur
des observations qualitatives. Pour quantifier la performance des paramètres, la
variation de la masse des gouttelettes au cours d’une séquence de déposition a été
mesurée. La procédure utilisée pour mesurer la variation de la masse est simple. Les
gouttelettes étaient projetées alors que le bras robotisé déplaçait le montage sur une
distance de 150 mm à une vitesse constante. Le programme permettant au bras robotisé
d’effectuer ce mouvement est présenté à l’annexe 3. Les gouttelettes déposées sur le
substrat étaient alors séparées l’une de l’autre et leurs masses pouvaient être mesurées
individuellement. La figure 38 montre justement les gouttelettes qui ont solidifié sur le
substrat en utilisant cette procédure.
Figure 38 : Ligne de gouttelettes déposées en mode continu
La distance entre les gouttelettes et leurs formes varient grandement, signe que la
fréquence de projection n’était pas constante durant les essais. À la figure 38, il est
70
possible d’observer un amalgame de gouttelettes au point de départ de la trajectoire
parcouru par le bras robotisé.
C’est parce que le bras est stationnaire pendant un certain délai avant d’entamer son
mouvement, alors que la projection des gouttelettes est déjà amorcée. En projetant
plusieurs gouttelettes au même endroit, cela forme cet amalgame qui correspond à
l’amorce sur la figure 39. Le but de l’amorce est d’éliminer certaines fluctuations qui ont
lieu au début de la déposition. Après ce délai, le bras robotisé entame son déplacement.
C’est durant ce déplacement que les gouttelettes pesées sont formées. Le robot
s’arrête après avoir parcouru la distance totale, ce qui forme un deuxième amalgame de
gouttelettes, la phase finale. Cette procédure a été répétée en utilisant plusieurs
combinaisons de paramètres pour trouver les réglages qui forment des gouttelettes les
plus fines et dont la masse varie le moins possible. Chacun des réglages a été testé sur
un total de 5 essais. La masse est mesurée grâce à une balance d’une précision de +/-
1mg.
Figure 39 : Les trois phases de la déposition d’une ligne en mode continu
Le débit du gaz et la longueur du tube de céramique sont les paramètres qui semblent
avoir le plus d’influence sur la masse des gouttelettes. Les autres paramètres ont été
fixés pour tous les tests puisque leurs effets sur la masse semblaient négligeables selon
les observations des essais préliminaires. Les paramètres fixés sont présentés au
tableau 5. La distance de projection correspond à la distance entre l’extrémité du tube
de céramique et le substrat.
71
Tableau 5 : Paramètres constants pour les essais en mode continu
Paramètres Valeurs
Vitesse d'avance du filament 12 mm/s
Gaz utilisé Argon
Pression à la sortie de la bonbonne 40 PSI
Voltage fourni 115 VAC
Distance de projection 105 mm
Substrat de projection Tôle d'aluminium à température pièce
Vitesse de déplacement du bras robotisé 20 mm/s
Parcours de déposition 150 mm
Des tubes d’une longueur de 43mm et de 53mm ont été utilisés. Pour chacun des tubes,
trois débits d’argons ont été sélectionnés. Les débits sélectionnés sont entre 8 et 12
SLPM, puisque c’est dans cet intervalle que les meilleurs résultats ont été obtenus lors
des tests préliminaires. Les masses moyennes et l’écart-type relatif moyen de la masse
des gouttelettes en fonction des réglages sont présentés au tableau 6.
Tableau 6 : Évaluation de la constance et de la répétitivité du procédé en mode continu
Longueur du tube
Débit d'argon
Nombre total
Masse moyenne
Écart-type relatif moyen
43 mm
9,6 SLPM 64 76,43 mg 31,99%
10,8 SLPM 82 49,65 mg 32,20%
12 SLPM 103 39,85 mg 34,54%
53 mm
8,4 SLPM 88 52,47 mg 18,98%
9,6 SLPM 94 47,21 mg 29,33%
10,8 SLPM 108 40,22 mg 42,42%
Le nombre total correspond au nombre total de gouttelettes qui ont été pesées pour
l’ensemble des cinq essais. Lorsque le débit augmente, la taille des gouttelettes diminue
et le nombre total augmente. La masse moyenne correspond à la moyenne de la masse
des gouttelettes pour les cinq essais. La masse moyenne varie fortement avec le débit,
elle double presque en passant d’un débit de 12 SLPM à un débit de 9,6 SLPM avec le
tube de 43mm. L’écart-type relatif moyen correspond à la moyenne des écarts-types
moyens des cinq essais. Les écarts-types plus petits sont représentatifs d’un meilleur
contrôle de la fréquence de formation des gouttelettes. Un débit d’argon plus faible tend
à diminuer l’écart-type relatif moyen, mais augmente la masse moyenne. Le choix du
meilleur réglage est donc un compromis entre une petite taille de gouttelettes et un faible
écart-type moyen. À cause de cette relation, il serait difficile de projeter de fines
gouttelettes à une fréquence constante en mode continu. Le tube de 53mm avec un
72
débit de 8,4 SLPM est le réglage qui donne le plus faible écart-type moyen, soit environ
19%. Un tel écart-type est toutefois élevé pour un procédé de fabrication additive qui doit
offrir un bon contrôle de déposition. Les prochaines expérimentations se porteront sur le
mode pulsé. Les résultats de ces deux modes seront comparés, puis le mode le plus
prometteur sera sélectionné pour poursuivre la recherche.
5.2 Déposition en mode pulsé
Le mode pulsé est similaire à celui du montage robotisé initial. Des commandes servant
à ouvrir et fermer la servovalve ont été ajoutées au programme VBA du mode continu.
La servovalve se ferme lorsque la valeur du voltage transmis par l’ordinateur est de 5
alors que son ouverture est de 100% pour un voltage de 0. Le pourcentage d’ouverture
de la valve varie linéairement avec le voltage à l’intérieur de cet intervalle. Le programme
VBA du mode pulsé est présenté à l’annexe 4. Tout comme pour le montage initial, il est
possible de contrôler le nombre de pulses par seconde, mais aussi la durée d’ouverture
de la valve et la durée de fermeture. En plus de la fréquence de pulsation, le rapport
entre la durée fermée et la durée ouverte a un impact significatif sur les gouttelettes.
Contrairement aux essais en mode continu, il était difficile de comparer la performance
des différents paramètres en comparant la masse des gouttelettes. C’est parce que le
mode pulsé tend à pulvériser l’aluminium en fusion, ce qui forme de multiples
gouttelettes fines de masses très variables. La stratégie de déplacer le robot sur 150
mm tout en éjectant les gouttelettes fut tout de même conservée pour les essais.
Toutefois, cette stratégie forme des lignes métalliques de gouttelettes collées entre elles,
au lieu d’une rangée de gouttes bien séparées comme en mode continu. Il aurait été
possible de séparer les gouttelettes projetées en augmentant la vitesse d’avance du bras
robotisé, mais cela aurait été inutile puisque la mesure de la masse des gouttelettes ne
peut servir de critère de performance, pour les raisons évoquées précédemment. La
vélocité des gouttelettes était supérieure à celle de gouttelettes formées en mode
continu. Afin d’éviter qu’elles ne rebondissent sur la plaque d’aluminium, le substrat a
été changé pour une plaque en polycarbonate. Les gouttelettes en fusion fondaient le
polymère à l’impact, ce qui créer un lien mécanique suffisant pour limiter le
rebondissement. La figure 40 présente une passe en mode pulsé qui est déposée sur
une plaque de polycarbonate.
73
Figure 40 : Dépôt typique du mode pulsé sur une plaque de polycarbonate
Puisque la mesure de la masse des gouttelettes ne pouvait plus être utilisée comme
critère de performance, ce sont d’autres critères qui ont servi à définir les meilleurs
réglages. Ces critères de sélections sont présentés ci-dessous :
Minimisation de la largeur du dépôt
Une ligne plus mince permettra de fabriquer des pièces avec une meilleure précision
géométrique et d'obtenir des détails plus précis.
Minimisation de la fluctuation de la largeur du dépôt
Lors de la déposition d'une ligne, la taille des gouttelettes varie ce qui résulte en une
ligne de largeur inconstante. En empilant des lignes inconstantes, cela pourrait faire des
pores à l'intérieur d'une pièce. Il est préférable d’obtenir des lignes d’une largeur
constante.
Maximisation du ratio nombre de gouttelettes formées/nombre de pulses
Au cours de la déposition, les gouttelettes ne sont pas forcément créées pour chaque
pulsation de gaz. Généralement, lorsque la fréquence de pulsation augmente, il y a
davantage de pulsations qui ne produisent pas de gouttelette. À cause de ce
phénomène, il devient plus difficile d'obtenir une ligne d'une largeur constante et un
procédé répétitif.
Minimiser la fréquence d’obstruction du tube
Tout comme pour le mode continu, l’obstruction du tube était relativement fréquente en
mode pulsé. Certaines conditions tendent à diminuer la probabilité d’obstructions.
Augmentation de la répétitivité entre plusieurs essais
Certains réglages pouvaient donner des dépôts très grossiers et irréguliers, mais étaient
fortement répétitifs. C’est-à-dire que les lignes étaient similaires d’une expérience à
l’autre. D’autres réglages donnaient des lignes plus étroites et constantes, mais il était
impossible de refaire la même ligne deux fois. Les conditions trop peu répétitives ont été
rejetées.
9mm
74
Les réglages fixés lors des essais sont les mêmes que pour le mode continu. Un tube
de 50mm de long a été utilisé pour les essais. Les paramètres variables sont le débit
d’argon, le délai d’ouverture de la valve et le délai de fermeture de la valve. Les réglages
performants du mode pulsé établis avec le premier montage robotisé ont été repris afin
d’avoir un point de départ, puis ont été raffinés pour répondre aux mieux aux autres
critères de sélections. Les observations permettent de définir que les réglages les plus
performants sont les suivants :
Débit d’argon entre 14 et 22 SFPM
Délai d’ouverture de la valve entre 50 et 150 millisecondes
Délai de fermeture de la valve entre 200 et 400 millisecondes
5.3 Choix du mode de déposition
Le choix du mode de déposition pour la suite du projet sera établi en faisant l’inventaire
des avantages et des inconvénients pour chacun des modes.
Mode continu
Avantages
Moins de paramètres que le mode pulsé, donc plus simple à tester.
Les gouttelettes ont moins de vélocité, ce qui facilite leur adhésion au substrat.
Le flux d’argon constant protège mieux contre l’oxydation qu’un flux d’argon
discontinue comme en mode pulsé.
Inconvénients
La faible vélocité des gouttelettes risque de diminuer la densité de la pièce,
puisque les vides seront plus difficilement remplis.
Très grande variation de la masse des gouttelettes et de la fréquence de
déposition durant les essais.
Masse des gouttelettes élevées, ce qui diminue la précision du dépôt.
Mode pulsé
Avantages
Quantité d’argon utilisée moindre qu’en mode continu.
Meilleur contrôle de la fréquence de déposition.
Gouttelettes plus fines.
Dépôt potentiellement plus dense à cause de la vélocité des gouttelettes.
75
Inconvénients
Pulvérisation des gouttelettes possible ce qui diminue la précision et favorise
l’oxydation.
Les gouttelettes adhèrent plus difficilement au substrat à cause de leur vélocité,
toutefois l’utilisation d’un substrat adéquat pourrait éliminer ce problème.
Les passes formées sont plus larges que pour le mode continu à cause de
l’aplatissement des gouttelettes à l’impact.
Conclusion
Selon la comparaison des deux modes, le mode pulsé est le choix de prédilection pour
obtenir un système de fabrication additive performant. Ce choix se justifie entre autres
par un meilleur contrôle de la fréquence de déposition et une possibilité de former des
gouttelettes plus fines. Les lignes formées par le mode pulsé sont toutefois assez
grossières en comparaison aux autres procédés de fabrications additives. Les efforts
devront être focalisés sur la diminution de la largeur des lignes afin d’augmenter la
précision des préformes.
5.4 Amélioration de la précision des passes
Cette section présente trois modifications au système qui ont permis de réduire la largeur
des passes (lignes) tout en maintenant la fréquence de formation des gouttelettes la plus
constante possible.
5.4.1 Utilisation de l’alliage 4043
Pour tous les essais précédents, le filament utilisé était en alliage d’aluminium Al 5356.
L’essai d’autres alliages pourrait être une piste de solution pour diminuer la largeur des
passes. La viscosité et la tension de surface d’un alliage d’aluminium à l’état liquide
dépendent principalement de la température et des éléments d’alliages. L’alliage Al4043
est couramment utilisé comme fil d’apport de soudure et sa composition chimique se
diffère principalement du 5356 par le taux de silicium et de magnésium. Alors que
l’alliage 5356 contient très peu de silicium, soit moins de 0,25%, l’alliage 4043 en contient
au moins 4,5%. L’ajout de silicium à l’aluminium contribue à augmenter la fluidité de
l’aluminium à l’état liquide. Par ailleurs, l’alliage 5356 contient au moins 4,5% de
magnésium, alors que l’alliage 4043 en contient un maximum de 0,05%. Bien que l’ajout
de magnésium contribue à l’amélioration des propriétés mécaniques, il rend aussi
l’aluminium plus sensible à la corrosion ce qui pourrait être nuisible au procédé. Un
76
aluminium plus fluide pourrait se séparer du filament plus facilement grâce au flux
d’argon, ce qui aiderait à réduire la taille des gouttelettes.
Des passes déposées à partir de l’alliage Al4043 ont été formées avec des conditions
similaires à celles produites à partir de l’alliage Al5356 pour isoler l’influence de l’alliage.
Les passes formées à partir de chacun des alliages ont une largeur similaire, la fluidité
supérieure ne semble donc pas avoir d’impact la formation de gouttelettes plus fines.
Par ailleurs, une augmentation de l’adhésion au plateau a été observée avec le 4043.
Les gouttelettes projetées avaient tendance à beaucoup moins rebondir sur la tôle
d’aluminium que pour le 5356. L’adhésion au substrat se fait principalement par des
ancrages mécaniques avec des aspérités de surface. Un alliage plus fluide a une plus
grande facilité à s’introduire dans de fines aspérités de surface ce qui favorise l’ancrage,
surtout lorsque les gouttelettes ont beaucoup de vélocité. L’alliage d’aluminium 4043 a
donc été utilisé pour le reste des essais en mode pulsé pour favoriser l’adhésion.
5.4.2 Diminution du diamètre du fil
L’utilisation d’un filament plus petit pourrait également contribuer à la formation de
gouttelettes plus fines. Des filaments en alliage Al4043 de 1,2 mm et de 0,9 mm de
diamètres ont été testés. Avec le filament de 1,2mm, les lignes projetées sont plus
étroites qu’avec le filament de 1,6mm. La largeur des passes est de 5 à 7 mm, alors
qu’elles étaient d’environ de 7 à 10 mm avec le filament de 1,6mm. Le fil de 0,9 mm
devrait réduire davantage la taille des gouttelettes. Toutefois, les essais avec ce filament
n’ont pas fonctionné puisque le système à induction ne parvenait pas à mettre en fusion
le fil de 0,9mm, et ce, même en réduisant la vitesse d’avance du fil. L’incapacité à
chauffer n’est pas reliée avec une défaillance du système à induction. L’effet de peau
présenté à la section 2.3.1 est responsable de ce phénomène. À cause de cet effet, la
fréquence minimale d’efficacité augmente de manière inversement proportionnelle au
diamètre du fil. En dessous de cette fréquence, l’efficacité du chauffage décroit
rapidement. La fréquence de 260kHz fournis par le système à induction est
probablement inférieure à la fréquence minimale d’efficacité pour le fil de 0,9mm.
Augmenter la fréquence du circuit est complexe et a été jugé non nécessaires puisque
le système fonctionne bien avec les filaments de 1,2mm et de 1,6mm.
5.4.3 Diminution du diamètre interne du tube de céramique.
Des tubes de céramiques de plus petit diamètre interne ont été insérés dans la pièce en
polyuréthane. L’idée d’un tube plus petit est que le gaz sera davantage confiné ce qui
augmentera plus rapidement la pression interne et fera détacher plus facilement les
77
gouttelettes, réduisant leur taille. Le tube initial du montage robotisé final a un diamètre
interne de 3,175mm, alors que les nouveaux tubes testés ont des diamètres internes de
2,38mm et de 1,6mm.
Essai du tube de 2,38mm de diamètre interne
La combinaison du fil de 1,2mm avec le tube de 2,38mm de diamètre interne donna les
meilleures performances en termes de précision des lignes déposées. Les lignes
déposées étaient nettement plus fines, mais avaient également une largeur plus
constante. La figure 41 montre une passe déposée avec le tube plus étroit. La passe est
d’une largeur d’environ 3mm, comparativement à une passe de 5 à 7 mm avec le tube
précédent.
Ces résultats démontrent qu’il serait possible de faire une préforme destinée à l’usinage
d’une précision raisonnable en utilisant cette combinaison. Il est à noter que la fréquence
d’obstruction du tube était plus élevée qu’avec un tube de 3,175mm.
Figure 41 : Passe produite avec un tube d’un diamètre interne de 2,38mm.
Essai du tube de 1,6mm de diamètre interne
Le seul autre diamètre interne disponible pour les tubes d’alumine est de 1,6mm, il
n’existe pas d’alternative facilement accessible entre 2,38 et 1,6mm. Les
expérimentations avec le tube de 1,6mm furent peu convaincantes. Le tube s’obstruait
presque à chaque essai et aucun réglage n’a permis de faire une passe complète sans
obstruction.
78
5.5 Recherche d’un substrat d’impression adéquat
Jusqu’à cette étape, trois différents substrats furent testés. La tôle d’aluminium utilisée
seulement pour le mode continu, le polycarbonate utilisé pour le mode pulsé et une tôle
d’aluminium imprégnée par un papier sablé. L’utilisation de la plaque de polycarbonate
pose toutefois deux problèmes. Il est très difficile de décoller les gouttelettes solidifiées
du substrat et le polycarbonate ne pourrait pas être utilisé avec le plateau chauffant. Le
troisième substrat n’a pas encore été décrit, il est présenté à la figure 41. Il s’agit d’une
tôle d’aluminium dans lequel un papier sablé à grains 50 a été imprégné à l’aide d’une
presse hydraulique. La face sablée du papier est en contact avec la tôle, alors que l’autre
face est en appui sur l’embout du mandrin hydraulique. La presse est actionnée ce qui
a pour effet d’enfoncer les grains de sable dans la tôle. Le papier est ensuite retiré et
laisse l’empreinte des grains de sable dans la tôle. Cette simple modification était
suffisante pour empêcher les gouttelettes de rebondir sur la surface et pourra être
intégrée au plateau chauffant contrairement au polycarbonate. Toutefois, l’adhésion
n’était que très faible et certaines sections des passes de gouttelettes déposées se
décollaient facilement. La figure 42 montre justement des passes incomplètes à cause
un d’un décollement du dépôt.
Figure 42 : Passes incomplètes déposées sur une tôle d’aluminium imprégné
Il était impératif de trouver un substrat qui pourrait procurer une excellente adhésion et
qui puisse être amené à 300 degrés C° de manière prolongée. L’adhésion sera d’autant
plus importante pour l’intégration de l’usinage au procédé. Au total, environ 20 surfaces
différentes ont été testées avant de trouver un candidat qui répondait bien à ces critères
de performance. Le tableau 7 présente les principaux substrats testés dans l’ordre
chronologique avec une description et une analyse brève de leur efficacité.
79
Tableau 7 : Analyse de la performance des substrats d’impression
Substrats Analyse de la performance
Tôle d'1/16e de pouce en alliage Al3003 Aucune adhésion des gouttelettes
Tôle de polycarbonate de 1/8e de pouce
d'épais
Excellente adhésion, mais impossible de
chauffer et de séparer le dépôt du substrat
Tôle d'aluminium d'1/16e de pouce en 3003
imprégné au papier sablé grain 50
Adhésion moyenne, le dépôt ne colle que
partiellement
Tôle d'aluminium d'1/16e de pouce en
3003passé au jet de sable (sandblast)
Finis trop lisse, colle moins que
l'imprégnation au papier sablé
Tôle de cuivre d'1/16e de pouce imprégné au
papier sablé grain 50 Très faible adhésion
Tôle en laiton d'1/16e de pouce imprégné au
papier sablé grain 50 Très faible adhésion, similaire au cuivre
Tôle d'acier galvanisé imprégné au papier
sablé grain 50 Aucune adhésion des gouttelettes
Poudre de fer ATOMET 1001 fritté sur une
plaque d'acier d'1/8e de pouce. (voir plus bas
pour description approfondie)
Excellente adhésion et possibilité de
chauffer. Par contre, l’épaisseur du substrat
est irrégulière et une partie de la poudre
reste collé à l’aluminium, donc difficile
d'utiliser plusieurs fois le substrat
Brique réfractaire
Adhésion assez bonne, mais la surface est
très irrégulière et difficile à chauffer, car la
conductivité thermique est faible
Mousse d'aluminium poreuse. Mcmaster
9236T61
Adhésion assez bonne, mais les pores de la
mousse sont très grossiers et la surface est
trop irrégulière pour obtenir un dépôt
constant
Toile d'acier inoxydable filtrante avec pores
de 180 microns. Mcmaster 92715T71
Excellente adhésion, mais l'aluminium
s'infiltre trop en profondeur dans la toile et
rend la séparation de l'aluminium au substrat
impossible
Tissu d'acier inoxydable avec pores de 430
microns. Mcmaster 85385T83
Excellente adhésion, mais l'aluminium
s'infiltre également et le tissu a tendance à
déchirer lors du détachement avec les
gouttelettes
Tôle de bronze perforé au laser de trous de
400 microns. Mcmaster 9360T12
Excellente adhésion. Aluminium se retire
bien du substrat et la tôle reste intacte.
80
Substrats Analyse de la performance
Surface très constante et régulière (car trous
perforés au laser). Substrat le plus
performant
L’idée du substrat de poudre fritté est de générer un maximum de porosité en faisant un
frittage partiel de la poudre de fer, c’est-à-dire sans compression appliquée
préalablement à la poudre comme c’est le cas pour la métallurgie des poudres standard.
La poudre est simplement étendue et mise à niveau sur une plaque qui est ensuite
insérée dans un four de frittage. Des liens métallurgiques se forment, ce qui créer un
agglomérat très poreux et friable.
En conclusion, la tôle de bronze perforé donnait les meilleurs résultats. Celle-ci est d’une
épaisseur de 0,4 mm, elle est donc peu rigide et doit être retenue au substrat par des
mors de serrage. Les mors de serrages sont positionnés de part et d’autre du substrat
d’impression chauffé, comme à la figure 43. Une plaque d’acier est positionnée sous la
tôle de bronze pour obtenir une surface de déposition plane. Avant de serrer les mors,
une tension est appliquée à la tôle pour obtenir le moins de gondolement possible. Ce
substrat permet de bien conduire la chaleur jusqu’au dépôt d’aluminium et peut
facilement soutenir une température de 300°C.
Figure 43 : Tôle de bronze perforé en place sur le substrat d’impression chauffé
81
5.6 Premiers essais de fabrication de pièces
Pour fabriquer une couche pleine d’aluminium, il faut déposer une multitude de passes,
l’une à côté de l’autre. Plusieurs couches sont ensuite déposées sur la première afin
d’obtenir une pièce en trois dimensions. Un nouveau programme en langage KAREL a
été développé pour empiler ces couches de manière totalement automatisée, comme la
plupart des systèmes de fabrication additive. Ce programme est présenté à l’annexe 5.
Il permet de fabriquer des prismes à base rectangulaire de plusieurs dimensions
différentes. Les dimensions du prisme peuvent facilement être modifiées, puisque la
trajectoire du bras robotisé s’adapte automatiquement aux dimensions voulues.
Essentiellement, le programme déplace le bras robotisé selon quatre trajectoires
précises qui sont présentées à la figure 44.
Figure 44 : Trajectoires de déposition des couches
82
Ces trajectoires sont empruntées pour les quatre premières couches, puis sont répétées
pour les couches suivantes. Par exemple la trajectoire pour la couche 5 sera la même
que pour la première couche, alors que celle de la couche 8 sera la même que pour la
quatrième couche. La fin d’une trajectoire pour une couche correspond toujours au point
initial de la trajectoire de la couche suivante, ce qui permet de fabriquer la pièce sans
avoir à interrompre la projection des gouttelettes. Il serait très difficile de s’assurer que
l’interruption de la déposition des gouttelettes puisse se faire simultanément avec l’arrêt
du déplacement du robot, car les deux programmes sont exécutés de manière
indépendante. En plus d’éviter une interruption de la déposition, le changement de
trajectoire permet de diminuer les contraintes résiduelles et limiter les distorsions (voir
section 1.5.1). Les premiers essais de déposition avec le nouveau programme KAREL
donnent des résultats prometteurs. L’échantillon présenté à la figure 45 est un
empilement de quatre couches successives.
Figure 45 : Premier échantillon en alliage Al4043
La précision dimensionnelle de l’échantillon est relativement bonne, mais la surface qui
n’est pas en contact avec le substrat est très irrégulière. Les figures 46a) et 46b)
présentent respectivement le dessus et le dessous d’un échantillon imprimé. La rugosité
de la surface du dessous en contact avec le substrat est nettement plus faible que celle
de la surface du dessus.
83
Figure 46 a) Dessus de la pièce et b) dessous de la pièce
En fabriquant les premiers échantillons, une défaillance du système d’induction
jusqu’alors inconnu a été observée. Le problème survient lors de la fabrication
d’échantillons plus épais, qui nécessitent plusieurs couches et une utilisation prolongée
du chauffage par induction. De plus, ce phénomène s’accentuait lorsque plusieurs
échantillons étaient fabriqués l’un à la suite de l’autre dans un court laps de temps. Lors
de la déposition des dernières couches, des sections du filament encore à l’état solide
sont projetées sur l’échantillon. La qualité du dépôt est fortement réduite par ce manque
de mise en fusion. La figure 47 montre justement une pièce saine à droite,
comparativement à un échantillon avec un manque de fusion à gauche. Des parties des
filaments qui n’ont pas été entièrement fondus sont clairement visibles sur la pièce avec
manque de fusion.
Figure 47 : Comparaison entre une pièce avec un manque de fusion et une pièce saine
84
L’hypothèse est que la diminution de la puissance est causée par une augmentation de
la résistivité du circuit dû à l’échauffement des composants électroniques pendant une
utilisation prolongée.
5.7 Modification de l’électronique et du programme
Pour valider cette hypothèse, un système mesurant le voltage en temps réel a été intégré
au système d’induction. Le système de lecture est relié à un ordinateur qui permet
d’enregistrer les valeurs de voltages lues. La valeur de voltage mesurée passait de 118
VAC jusqu’à une valeur de 110VAC après plusieurs minutes d’utilisation sans
interruption.
La diminution du voltage se traduit par une diminution de la puissance du courant induit
dans le filament d’aluminium, ce qui explique le manque de fusion après une utilisation
prolongée. Pour maintenir la puissance induite constante, il faut contrôler le voltage. Le
Variac précédemment utilisé ne permet pas de faire cela, ce qui a mené à la décision
d’ajouter un second circuit électronique au montage qui régulera le voltage grâce à un
contrôle proportionnel. Sans une puissance constante, le procédé est beaucoup moins
répétitif et il devient difficile d’optimiser les paramètres du procédé. Le nouveau circuit
électronique (figure 48) a été conçu et fabriqué par le service d’électronique du
département de génie mécanique de l’Université Laval.
Figure 48 : Circuit électronique de contrôle du voltage
Pour communiquer avec le système de contrôle du voltage, un ordinateur lui envoie une
commande entre 0 et 5 volts. Lorsque le système est à température ambiante au début
85
d’un essai, un voltage de 5 volts envoyés par l’ordinateur se traduira en un voltage de
118 VAC qui sera envoyé à la machine d’induction. Toutefois, en s’échauffant après
plusieurs minutes d’utilisation, le système ne pourra plus fournir 118 VAC. Le voltage
fourni diminuera jusqu’à une valeur d’environ 112 VAC et se stabilisera. Ainsi, la valeur
consigne du voltage a été établi à 112 VAC, puisqu’il est possible de maintenir ce voltage
même après plusieurs minutes d’utilisation. Pour stabiliser le système à 112 VAC, le
système envoie une commande d’environ 3 volts au début d’un essai de déposition
lorsque l’efficacité est au maximum. Ensuite, le voltage envoyé par l’ordinateur
augmente progressivement pour compenser la perte d’efficacité du circuit. À la fin d’un
essai, le voltage transmis par l’ordinateur atteint 5 volts pour réussir à rester sur la
consigne de 112 VAC. L’atteinte de la consigne se fait par un contrôle proportionnel qui
a été intégré au programme VBA. Le programme VBA final de fabrication d’échantillons
est présenté à l’annexe 6.
En contrôlant le voltage pendant la fabrication, il est possible de construire des
échantillons plus volumineux ce qui était impossible auparavant. L’échantillon de la
figure 49 est l’un des plus volumineux fabriqués pendant le projet et sa mise en forme a
été possible grâce à l’intégration de ce circuit. La largeur de la base est de 30mm et sa
hauteur est de 11mm. Un total de 40 couches a été superposé pour imprimer la pièce.
Figure 49 : Échantillon de 40 couches en Al4043
En plus de pouvoir imprimer des échantillons plus volumineux, la répétitivité des essais
s’est améliorée grâce à la constance de la puissance fournie. Un ventilateur a aussi été
ajouté afin de refroidir les composants pour prolonger au maximum le temps maximal de
fabrication. Les figures 50 et 51 présentent les éléments qui servent à faire fonctionner
le système de chauffage par induction. L’oscilloscope sert à vérifier l’onde sinusoïdale
du courant alternatif. Les variations dans la forme de l’onde ou de la fréquence
proviennent généralement d’un court-circuit. Les courts circuits pouvaient subvenir
86
lorsque des particules d’aluminium se coinçaient entre deux spires du bobinage, ou
lorsque deux spires entraient en contact à cause de la déformation du bobinage.
L’appareil de lecture du voltage est connecté à l’ordinateur. Il permet de à lire le voltage
fourni en temps réel pour permettre de faire un contrôle proportionnel.
Figure 50 : Présentation des éléments nécessaires au contrôle du système de chauffage par
induction : a) Circuit électronique de puissance b) Circuit électronique de contrôle du voltage c)
Oscilloscope d) Appareil de lecture du voltage
a)
c)
b)
d)
87
Figure 51: Ajouts de protecteurs sur les circuits électroniques et d’un ventilateur. Les lettres
correspondent aux mêmes éléments que pour la figure 50.
a) b)
c)
d)
88
CHAPITRE 6 : Fabrication de pièces et analyse des résultats
La dernière phase du projet consiste à déterminer l’influence des paramètres sur la
densité apparente des échantillons. Mesurer la densité est simple et il existe une
corrélation directe entre la densité et la résistance à la traction. Une série de 12
échantillons sera fabriquée. Ces essais ne servent pas à optimiser les paramètres du
système, mais plutôt à déterminer s’il est possible de fabriquer des pièces dont la
résistance est similaire à une pièce de fonderie. L’optimisation des paramètres et
l’intégration de l’usinage des pièces feront partie de travaux futurs.
6.1 Description des échantillons et choix des paramètres constants
Les échantillons seront fabriqués en déposant les gouttelettes d’aluminium sur une zone
de forme carrée de 18 mm de côté, sur 20 couches d’épaisseur. La hauteur finale de
l’échantillon varie d’un essai à l’autre. Le tableau 8 présente les paramètres utilisés pour
tous les essais expérimentaux, tandis que les paramètres variables sont présentés au
tableau 10 de la section 6.2. Les paramètres choisis sont issus des essais
expérimentaux préliminaires présentés au chapitre 5.
Tableau 8 : Paramètres communs à tous les essais expérimentaux
Paramètres Valeurs
Voltage Induction 112 VAC
Fréquence induction 260 kHz
Diamètre du fil 1,2 mm
Alliage Al4043
Lubrification tube Huile de canola
Température ambiante 21 °C
Pression argon 40 Psi
Diamètre interne du tube 3,175 mm
Surface d’impression Tôle de bronze perforé au laser
Il est à noter que les dimensions des échantillons fabriqués se situent plutôt autour de
25 à 30mm. La valeur de 18 mm correspond aux dimensions de la trajectoire effectuée
par le mouvement du bras robotisé et non aux dimensions réelles. Il y a donc une grande
imprécision, car les gouttelettes ont tendance à fortement s’étendre à l’impact. La
précision pourrait être augmentée en utilisant un tube de céramique d’un diamètre de
2,38mm au lieu de 3,175mm. Cela permettrait de former des passes plus étroites,
89
comme celles de la figure 41 (p.76). Malheureusement, les essais expérimentaux
effectués avec le plus petit diamètre n’étaient pas assez fiables et répétitifs pour pouvoir
obtenir des conclusions. Effectivement, beaucoup d’essais n’ont pas été complétés
parce que le tube s’obstruait durant la déposition. De plus, le comportement des
gouttelettes avec ce tube de céramique pouvait changer radicalement pendant la
fabrication d’un échantillon, alors que tous les paramètres étaient constants. Il était
difficile de mesurer le changement de comportement de manière quantitative, mais il
était possible de le percevoir de deux manières. D’abord, les gouttelettes étaient
générées à un intervalle de deux à trois pulses d’argon alors qu’elles devraient être
normalement formées à chaque pulse. Le changement dans la fréquence de formation
des gouttelettes est signe d’une fluctuation du procédé. L’autre signe d’une altération du
procédé était la modification du bruit des pulsations d’argons au cours de la déposition.
Le bruit généré par le flux de gaz passait d’un bruit sec et faible, à un bruit plus fort et
progressif qui s’apparentait à une restriction de l’écoulement du gaz. Le changement du
comportement sonore concordait avec une diminution de la vélocité de gouttelettes
projetées. L’hypothèse principale de l’apparition de ces altérations est qu’elles sont
causées par une déviation du filament d’aluminium vers la paroi du tube, problème
d’ailleurs mentionné à plusieurs reprises au cours du mémoire. Une telle déviation peut
influencer la facilité à détacher les gouttelettes, elles deviennent beaucoup plus difficiles
à expulser lorsque l’aluminium en fusion est en contact avec une paroi à cause de la
capillarité. La difficulté de détachement peut mener à une accumulation d’aluminium
dans le tube, ce qui cause une plus grande restriction, menant ainsi à un changement
de comportement sonore. L’hypothèse ne fut toutefois jamais validée. Pour éviter ces
altérations qui pourraient fausser les résultats des expérimentations, il est préférable
d’utiliser le tube de 3,175 mm pour obtenir une bonne constance durant la déposition, et
ce, au détriment de la précision.
6.2 Plan d’expérience par méthode Taguchi
Le but des expérimentations est de connaitre l’effet des variables sur la densité
apparente des échantillons. La mesure de la densité apparente sera la seule méthode
de caractérisation quantitative utilisée pour l’optimisation des paramètres. La principale
raison est que peu de méthodes de caractérisation mécanique sont efficaces pour des
échantillons irréguliers et poreux. Par exemple, des tests de dureté n’auraient pas été
utiles puisqu’il est nécessaire d’avoir une surface parfaitement régulière pour donner des
résultats représentatifs. La procédure expérimentale permettant de voir l’effet des
90
paramètres fut construite grâce à une technique de plans d’expériences (DOE). Les
plans d’expériences permettent de minimiser le nombre d’essais sans pour autant
diminuer la qualité des résultats obtenus. La méthode Taguchi est une méthode de
planification d’expériences bien connue, elle sera utilisée pour construire le plan
d’expérience. Cette méthode propose diverses matrices qui guident la procédure
expérimentale. Une matrice L12 fut sélectionnée pour effectuer l’analyse de la densité
des échantillons. La matrice L12 de la méthode Taguchi est présentée au tableau 9.
Tableau 9 : Matrice Taguchi L12
Cette matrice permet de tester jusqu’à onze paramètres sur deux niveaux, ce qui veut
dire une valeur minimale et maximale pour chaque paramètre, en seulement douze
expérimentations. Les valeurs minimales et maximales pour chaque variable
correspondent aux niveaux un et deux respectivement. La densité apparente des
échantillons fabriqués sera mesurée pour chacun des 12 essais. Le tableau 10 présente
les variables utilisées pour les 12 essais. Les valeurs de chacun des niveaux pour
chacun paramètres ont été déterminées grâce aux essais préliminaires durant la mise
en service du montage robotisé final. Les gammes de valeurs qui présentaient de
meilleures performances ont été retenues. Les variables présentées au tableau 10 sont
décrites ci-dessous.
A. V défilement : Corresponds à la vitesse de défilement du fil d’aluminium.
B. Débit d’argon : Corresponds au débit d’argon injecté à la servovalve en litre
standard par minute. Cette valeur est mesurée directement à la sortie de la bonbonne
et ne correspond pas à la valeur réelle du débit dans le tube de céramique, qui varie
constamment à cause des pulsations.
C. Délai ouvert : Durée pour laquelle la servovalve est entièrement ouverte.
D. Délai fermé : Durée pour laquelle la servovalve est entièrement fermée.
91
E. Longueur T : Longueur totale du tube en céramique.
F. Distance T-S : Distance entre l’extrémité inférieure du tube et le substrat à la
première couche. À partir de la deuxième couche, l’incrémentation en Z est ajoutée
à cette valeur.
G. V robot : Corresponds à la vitesse de déplacement du bras robotisé lorsque celui-ci
parcours la trajectoire de déposition. Il est à noter que le robot ne décélère pas lors
de changement de direction grâce à la commande «$TERMTYPE= NODECEL»
inscrite dans le programme à l’annexe 5. Cela permet de ne pas déposer plus de
gouttelettes lors des virages à angle droit par rapport aux trajectoires linéaires.
H. Weld_Width : Corresponds à la distance entre deux passes successives (voir figure
52). Pour les échantillons dont le Weld_With correspond au niveau 1, soit de
2,25mm, un total de huit passes par couche sera déposé pour obtenir une distance
totale de 18mm. Pour le niveau 2 à une valeur de 3mm, ce sera 6 passes qui seront
déposées.
Figure 52 : Représentation du Weld_Width sur la trajectoire parcouru par le robot
92
Tableau 10 : Définition des paramètres utilisés pour les 12 expériences sur le modèle de la Matrice L12
A B C D E F G H I J
Essai
s
V
défilement
Débit
argon
Délai
ouvert
Délai
fermé
Longueur
T
Distance
T-S V robot
Weld_widt
h
Incrémentation
Z
T°
substrat
1 4,35 mm/s 18 SLPM 90 ms 270 ms 50 mm 30 ms 12,5 mm/s 2,25 mm 0,3 mm 21°C
2 4,35 mm/s 18 SLPM 90 ms 270 ms 50 mm 50 ms 17,5 mm/s 3 mm 0,5 mm 300°C
3 4,35 mm/s 18 SLPM 110 ms 330 ms 70 mm 30 ms 12,5 mm/s 2,25 mm 0,5 mm 300°C
4 4,35 mm/s 20,4 SLPM 90 ms 270 ms 70 mm 30 ms 17,5 mm/s 3 mm 0,3 mm 21°C
5 4,35 mm/s 20,4 SLPM 110 ms 330 ms 70 mm 50 ms 12,5 mm/s 3 mm 0,3 mm 300°C
6 4,35 mm/s 20,4 SLPM 110 ms 330 ms 50 mm 50 ms 17,5 mm/s 2,25 mm 0,5 mm 21°C
7 5,83 mm/s 18 SLPM 110 ms 330 ms 50 mm 30 ms 17,5 mm/s 3 mm 0,3 mm 300°C
8 5,83 mm/s 18 SLPM 110 ms 330 ms 70 mm 50 ms 17,5 mm/s 2,25 mm 0,3 mm 21°C
9 5,83 mm/s 18 SLPM 90 ms 270 ms 70 mm 50 ms 12,5 mm/s 3 mm 0,5 mm 21°C
10 5,83 mm/s 20,4 SLPM 110 ms 330 ms 50 mm 30 ms 12,5 mm/s 3 mm 0,5 mm 21°C
11 5,83 mm/s 20,4 SLPM 90 ms 270 ms 50 mm 50 ms 12,5 mm/s 2,25 mm 0,3 mm 300°C
12 5,83 mm/s 20,4 SLPM 90 ms 270 ms 70 mm 30 ms 17,5 mm/s 2,25 mm 0,5 mm 300°C
93
I. Incrémentation Z : Correspond au déplacement du robot dans la direction Z après
avoir effectué chaque couche. Afin de garder la distance entre le tube et le substrat
(T-S) le plus constante possible, le bras robotisé se déplace vers le haut à mesure
que l’échantillon s’épaissit. Toutefois, cette commande ne correspond pas à
l’épaisseur des couches. En effet, l’épaisseur des couches dépend également des
autres paramètres et n’est pas constante sur toute la surface de l’échantillon.
L’épaisseur maximale est généralement au centre de l’échantillon puis diminue
progressivement jusqu’aux rebords. L’échantillon à davantage la morphologie d’une
pyramide plutôt que d’un prisme à base carré, exactement comme l’échantillon de la
figure 53 qui correspond d’ailleurs à l’essai 9 du plan d’expériences. Si l’épaisseur
réelle des couches est plus faible que l’incrémentation en Z comme sur les rebords
de l’échantillon, la distance entre le tube et l’échantillon augmente tout au long de la
déposition. En contrepartie, si l’incrémentation en Z est inférieure à l’épaisseur des
couches, comme au centre de l’échantillon, la distance entre le tube et l’échantillon
diminue au fur et à mesure de la déposition. Plus l’échantillon est haut et plus cet
effet est important.
Figure 53 : Échantillon de l’expérience 9 de forme pyramidale
J. T° Substrat : Corresponds à la température du substrat. À une température de 21°C
le substrat est laissé à température pièce, alors qu’à une température de 300°C le
Regloplast injecte du glycol à haute température dans les canaux internes du
substrat.
94
6.3 Impression et caractérisation des échantillons
6.3.1 Fabrications des échantillons
Les 12 échantillons ont été imprimés en suivant précisément le plan d’expériences
présenté au tableau 10. La fabrication d’un échantillon peut durer environ de cinq à dix
minutes selon les paramètres utilisés. Plusieurs échantillons ont dû être fabriqués à
plusieurs reprises, car des problèmes sont survenus durant leur déposition. Les 12
échantillons fabriqués sont de morphologie et de masses différentes et sont présentés
à la figure 54.
Figure 54 : Échantillons 1 à 12.
8
2 3
4
9
10
12 11
7
5 6
1
95
6.3.2 Mesure de la densité apparente
Le volume des échantillons de forme complexe ne peut être obtenu avec les outils de
mesures conventionnelles tels qu’un micromètre. Le volume doit être mesuré en utilisant
le principe d’Archimède. Les procédures pour mesurer le volume et la densité ce type
d’échantillon sont définies par les standards B 328 – 96 et ISO 2738. Ces standards ont
été établis plus particulièrement pour mesurer la densité des pièces de métallurgie des
poudres. Le principe de ce standard se base sur l’imprégnation d’huile dans l’échantillon
pour remplir les réseaux de pores connectés. Bien que ces techniques soient précises,
elles sont complexes à effectuer et nécessitent plusieurs heures par échantillon. Une
technique plus rapide consiste à remplir les pores connectés en utilisant l'eau comme
média de remplissage au lieu de l'huile. Une partie de l’eau restera emprisonnée dans
les pores ouverts grâce à la tension superficielle. Toutefois, l’eau ne remplit pas les pores
complètement ce qui crée un biais dans les résultats, surtout pour les échantillons avec
un grand taux de pores ouverts. Dans le cadre de ce premier essai de 12 échantillons,
il n’était pas nécessaire d’obtenir une très grande précision puisque le but était
seulement d’obtenir une approximation de la densité des échantillons fabriqués par ce
nouveau procédé.
Pour mesurer la densité grâce à cette méthode, il faut d’abord peser l’échantillon pour
obtenir la masse à sec. L’échantillon est ensuite trempé dans l’eau. L’eau sur la surface
de l’échantillon est ensuite épongée, puis il est pesé de nouveau et la valeur obtenue
correspond à la masse mouillée. Cela a pour effet de remplir les pores ouverts de
l’échantillon. Les pores ouverts sont les pores qui sont connectés à la surface de
l’échantillon. Ensuite, l’échantillon est placé sur un radeau submergé dans un bocal
d’eau placée sur la balance. L’échantillon et le radeau doivent être complètement
submergés. Le radeau ne touche pas au fond du bocal, il est retenu par de fins câbles
afin de ne pas exercer de charge sur la balance. Le montage utilisé pour mesurer la
densité des échantillons est présenté à la figure 55.
96
Figure 55: Montage pour mesurer la densité apparente
En plaçant l’échantillon sur le radeau, cela crée un déplacement d’eau ce qui fait
augmenter la masse indiquée sur la balance d’une valeur qui correspond à la masse
occupée par un volume d’eau équivalent à celui de l’échantillon. Il est important de bien
éponger l’échantillon avant de le remettre dans le bocal, car l’eau résiduelle sur sa
surface fera augmenter la masse mesurée du déplacement d’eau et cela fausse les
résultats. La densité apparente de l’échantillon est obtenue grâce à l’équation 6.1 :
(Éq 6.1)
La densité apparente est ensuite comparée à la densité théorique de l’alliage 4043 qui
est de 2,69g/cm3 afin d’obtenir le pourcentage de porosité total (ouvertes et fermées).
6.4 Analyse des résultats
6.4.1 Influence des paramètres sur la densité apparente
Le tableau 11 présente les résultats obtenus lors de la mesure de la densité apparente
des échantillons. Le pourcentage de pores ouverts est calculé avec l’équation suivante :
(Éq 6.2) 𝑇𝑎𝑢𝑥 𝑝𝑜𝑟𝑜𝑠𝑖𝑡é𝑠 𝑜𝑢𝑣𝑒𝑟𝑡𝑒𝑠 = 𝑀𝑎𝑠𝑠𝑒 ℎ𝑢𝑚𝑖𝑑𝑒−𝑀𝑎𝑠𝑠𝑒 𝑠è𝑐ℎ𝑒
𝑀𝑎𝑠𝑠𝑒𝑑′𝑒𝑎𝑢 𝑑é𝑝𝑙𝑎𝑐é𝑒∗100
𝐷𝑒𝑛𝑠𝑖𝑡é 𝑎𝑝𝑝𝑎𝑟𝑒𝑛𝑡𝑒 = 𝑀𝑎𝑠𝑠𝑒 𝑠è𝑐ℎ𝑒
𝑀𝑎𝑠𝑠𝑒𝑑′𝑒𝑎𝑢 𝑑é𝑝𝑙𝑎𝑐é𝑒∗100
97
Le pourcentage volumique de porosité total varie entre 16,29% et 23,80%. La densité
des échantillons est donc plus faible que la majorité des procédés de fabrication additive.
Tableau 11 : Présentation de la masse des échantillons et de leurs taux de porosité
Essai Masse sèche
Masse humide
Porosité ouverte
Densité apparente
Porosité totale
1 6,61g 7,03g 13,28% 2,11g/cm3 21,29%
2 3,44g 3,70g 16,27% 2,19g/cm3 18,56%
3 5,50g 5,72g 8,19% 2,04g/cm3 23,80%
4 3,43g 3,60g 10,92% 2,24g/cm3 16,44%
5 4,59g 4,81g 10,85% 2,22g/cm3 17,35%
6 6,31g 6,66g 12,40% 2,23g/cm3 17,04%
7 4,64g 4,88g 11,00% 2,18g/cm3 18,75%
8 6,11g 6,42g 10,94% 2,15g/cm3 19,75%
9 6,38g 6,67g 9,79% 2,12g/cm3 20,96%
10 6,61g 7,06g 14,44% 2,13g/cm3 20,68%
11 8,97g 9,39g 10,54% 2,25g/cm3 16,29%
12 4,15g 4,50g 17,50% 2,08g/cm3 22,36%
Il est possible de connaitre l’effet des paramètres sur la densité grâce au graphe d’effet
présenté à la figure 56. Il s'agit de placer le critère de qualité en ordonnée, dans ce cas
la densité apparente, et les paramètres en abscisse. Pour chacun des paramètres, un
point est placé à la moyenne des données pour chacun des niveaux du paramètre. Par
exemple, la moyenne de la densité de tous les essais qui ont été faits à une vitesse
d’avance de 4,35mm/s correspond au point A1.
98
Figure 56 : Graphe d’effets des paramètres du procédé sur la densité apparente
Les points sont reliés par des droites et plus la pente est grande, plus le paramètre est
influent. En comparant les points à la moyenne des densités mesurées, il est possible
de voir rapidement les réglages les plus favorables à l’augmentation de la densité. Les
paramètres C et D qui correspondent aux délais ouverts et fermés respectivement ont
été combinés. Ces paramètres sont dépendants l’un de l’autre, puisqu’un délai ouvert
de 90ms sera toujours couplé à un délai de 270 ms, alors qu’un délai ouvert de 110ms
sera toujours couplé à un délai fermé de 330ms. Les valeurs de ces deux paramètres
sont additionnées dans le graphe d’effets pour obtenir 360ms et 440ms respectivement
(C+D). Les paramètres auraient donc pu être combinés directement dans la matrice
d’expérimentation L12 pour former qu’un seul paramètre.
Les paramètres (C+D) et J sont ceux qui ont le moins d’influence sur la densité selon la
figure 56. En effet, pour chaque niveau de ces paramètres la densité varie de moins de
0,01 g/cm3. Les deux niveaux de délai utilisés ont des valeurs assez similaires, ce qui
explique leur faible influence sur la densité. Le paramètre J représente la température
du substrat. Bien qu’un substrat chauffé favorise la formation de liens métallurgiques, il
ne favorise pas nécessairement l’augmentation de la densité. L’augmentation de la
densité apparente est davantage favorisée par la capacité des gouttelettes à remplir les
microcavités des couches précédentes. La vitesse d’avance du filament (A) influence
A1
A2
B1
B2
(C+D)1
(C+D)2
E1
E2
F1
F2
G1
G2
H1
H2
I1
I2
J1
J2
2.10
2.11
2.12
2.13
2.14
2.15
2.16
2.17
2.18
2.19
2.20
2.21
Den
sit
é a
pp
are
nte
(g
/cm
2)
Effets Moyenne
99
également très peu la densité. Il existe tout de même un petit gain de densité pour une
vitesse plus faible. À une vitesse plus faible, le système d’induction fournit plus d’énergie
au fil d’aluminium, ce qui pourra mener à une augmentation de la température des
gouttelettes. Des gouttelettes plus chaudes se solidifient plus lentement à l’impact et ont
donc plus de temps pour remplir les microcavités.
Le paramètre B correspond au débit d’argon. Selon le graphique, un débit plus grand
augmente la densité des échantillons de manière assez significative. L’hypothèse qui
permet d’expliquer cet effet est que la vélocité des gouttelettes est supérieure avec un
débit plus grand. Une plus grande vélocité de gouttelettes procure une énergie cinétique
plus importante et permet de combler les vides plus facilement. Selon le graphique, le
tube de 50mm (E1) procure une meilleure densité que celui de 70 mm (E2). Au départ,
l’hypothèse était qu’un tube plus long pourrait propulser les gouttelettes à une plus
grande vélocité, car elles seraient accélérées sur une plus grande distance, un peu à la
manière d’une arme feu qui a un plus long canon. L’hypothèse de départ a donc été
infirmée et c’est plutôt une vitesse optimale de gouttelettes qui procurent une densité
optimale. Au-dessus de cette vitesse, les gouttelettes sont trop rapides et elles ont plus
de chance de rebondir à l’impact. Les gouttelettes qui rebondissent forment des vides à
certains endroits dans les pièces ce qui diminue la densité. Les gouttelettes du provenant
du tube de 50mm sont probablement plus près de cette vitesse optimale. De plus, les
gouttelettes qui parcourent le tube de 70mm sont exposées aux flux d’argon pendant
plus longtemps, ce qui les refroidit. Des gouttelettes plus froides ont plus de chance de
rebondir à l’impact et ont plus de difficultés à remplir les microcavités qu’une gouttelette
plus chaude produite par le tube de 50mm.
Le paramètre F correspond à la distance initiale entre l’extrémité du tube et le substrat
(T-S). Les pièces imprimées à une distance T-S de 50mm sont plus denses que leur
homologue fabriqué à une distance T-S de 30mm. Avec l’extrémité du tube plus loin du
substrat, il est possible que les gouttelettes soient davantage accélérées par leur plus
long parcours hors du tube puisque le fluide pousse encore les gouttelettes qui prennent
de la vitesse avant d’atterrir sur le substrat. Bien qu’elles refroidissement également
durant ce parcours, l’augmentation de leur vitesse pourrait les rapprocher de la vitesse
optimale. Les paramètres G, H et I sont reliés à la trajectoire de déposition empruntée
par le bras robotisé. Le paramètre G correspond à la vitesse de déplacement du robot.
Selon les résultats, un déplacement plus rapide favorise l’augmentation de la densité.
Ce constat est difficile à expliquer puisqu’une vitesse de déplacement inférieure permet
à plus de gouttelettes d’être déposées par millimètre. Le paramètre H définit la largeur
des passes (figure 52). Les échantillons imprimés avec des passes de 2,25 mm sont
100
moins denses que ceux imprimés avec des passes de 3mm. Tout comme pour la vitesse,
aucune hypothèse ne permet d’expliquer le fait que de déposer les gouttelettes de
manière plus rapprochée contribue négativement à la densité.
Finalement, le paramètre I correspond à l’incrémentation effectuée à chacune des
couches. Une incrémentation de 0,5mm éloignera davantage l’extrémité du tube du
substrat qu’un incrément de 0,3mm pendant la déposition. Après avoir parcouru les 20
couches, le tube de céramique s’est surélevé de 10mm pour un incrément de 0,5mm,
alors qu’il s’est surélevé de 6mm pour un incrément de 0,3mm. La différence de
surélévation n’est donc que de 4mm entre les deux niveaux I1 et I2. La surélévation
totale produite par l’incrémentation est donc moins importante que la distance T-S qui
produit une différence de 20mm entre les deux niveaux F1 et F2. Ainsi, le graphe d’effet
qui corrèle l’incrément de 0,3 mm à une densité plus élevé est probablement dû à un
hasard, aucune corrélation réelle n’existe vu le faible impact que ce paramètre a par
rapport au paramètre F qui montre une corrélation inverse, soit que la densité augmente
avec la distance.
6.4.2 Influence de la morphologie des échantillons sur la densité.
Aucune caractéristique morphologique des échantillons n’a été reliée avec la densité
apparente. Toutefois, des particularités morphologiques ont été observées sur deux
échantillons de la figure 54, soient les échantillons 6 et 8. En observant l’échantillon 6 à
droite sur la figure 57, il est possible de voir que la surface est beaucoup plus irrégulière
que l’échantillon 8 à gauche. Cette irrégularité est due à la présence de gouttelettes qui
ne se sont pas aplaties à l’impact comme la plupart du temps. Pourtant, les réglages
utilisés pour l’échantillon 6 (voir tableau 10) devraient favoriser une vélocité de
gouttelettes élevées. De plus, d’autres échantillons avec des réglages similaires n’ont
pas cette particularité morphologique. Cette caractéristique doit donc être reliée à une
variation du procédé qui n’est pas contrôlée, signe que le système souffre toujours d’un
manque de constance. Pour comprendre l’apparition de ces défauts, il serait nécessaire
de mesurer la température et la vitesse des gouttelettes durant la déposition.
101
Figure 57 : L’échantillon 8 à gauche et l’échantillon 6 à droite avec une particularité
morphologique
6.5 Discussion
Peu d’échantillons ont été fabriqués lors de cette courte phase expérimentale. Les
relations entre la densité et les différents paramètres ne sont donc pas fortement
établies. Les effets sur la densité auraient pu être introduits par un manque de constance
du procédé. De plus, il est possible que l’effet des paramètres sur la densité apparente
des échantillons ne soit pas linéaire. Par ailleurs, les niveaux 1 et 2 pour chaque
expérimentation ont été déterminés par des observations subjectives du procédé, il est
possible que la valeur optimale d’un paramètre se situe à l’extérieur de cet intervalle.
Plusieurs échantillons devraient être fabriqués dans les mêmes conditions afin de valider
la répétitivité des essais et la linéarité de l’effet des paramètres.
102
Conclusion
Retour sur les objectifs initiaux et les résultats obtenus
L’objectif initial de ce mémoire était de développer un système de fabrication additive
métallique qui pourrait remplacer la fabrication traditionnelle par usinage. De plus, le
système devait être peu coûteux à fabriquer et devait permettre la fabrication de pièces
dont les propriétés mécaniques sont semblables aux pièces fabriquées par fonderie. Au
début du projet, le procédé utilisé pour le système de fabrication additive n’était pas établi
et a été sélectionné grâce à des essais préliminaires. Le principe retenu lors de ces
essais se base sur de la projection de gouttelettes par la mise en fusion d’un filament
d’aluminium de type AL4043. Afin d’effectuer la fusion de l’aluminium, un champ
magnétique alternatif d’une fréquence de 260 kHz est induit dans le filament par un
solénoïde en tube de cuivre. Les courants de Foucault générés par le solénoïde feront
chauffer rapidement le filament pour le mettre en fusion complète. Un flux d’argon est
ensuite injecté vers le bain de fusion pour forcer des gouttelettes de métal liquide à se
détacher du reste du filament encore solide. L’assemblage final comprend plusieurs
pièces usinées et imprimées en 3D. Le système a été conçu pour être monté sur un bras
robotisé FANUC. Le bras robotisé contrôle le mouvement de la tête d’impression pour
diriger le flux de gouttelettes selon une trajectoire précise programmée par ordinateur
avec le langage de programmation KAREL. Une servovalve contrôlée par un programme
Excel VBA régule le flux d’argon qui sert à éjecter les gouttelettes, ainsi que l’avance du
filament vers le solénoïde. Le flux d’argon est injecté selon deux modes distincts, soit le
mode continu où le flux d’argon est constant tout au long de la phase de déposition et
le mode pulsé où le gaz est acheminé de manière discontinue. Le mode pulsé procure
les gouttelettes les plus fines et un meilleur contrôle du procédé.
Un plan d’expérience se basant sur la méthode Taguchi a été établi pour tester différents
paramètres de déposition en fabricant des petits échantillons d’aluminium. Le taux
volumique de porosités des échantillons de ces expérimentations se situe entre 16% et
24%. Un graphique d’effets montre que les paramètres qui favorisent la vélocité des
gouttelettes font des échantillons d’une densité plus élevée.
Toutefois, l’effet de certains paramètres sur la densité reste difficile à expliquer et
pourrait être dû à un manque de répétitivité et de contrôle lors des essais ou encore à
des phénomènes qui n’auraient pas encore été pris en compte. Par ailleurs, la précision
103
dimensionnelle des échantillons était médiocre et un outil d’usinage devrait être intégré
au système pour obtenir une pièce fonctionnelle.
L’objectif initial de développer un système de fabrication additive hybride n’a pas été
entièrement atteint au cours de cette maîtrise. L’usinage des pièces post-déposition n’a
jamais été expérimenté au cours du mémoire. De plus, la densité maximale obtenue est
de 84%, ce qui est inférieur à la densité d’une pièce de fonderie, mais pourrait être
amélioré dans une phase d’optimisation ultérieure. Toutefois, ce projet a permis de
développer un nouveau procédé de fabrication additive métallique innovateur à faible
coût qui a le potentiel de fabriquer des pièces en aluminium précises avec l’intégration
d’une séquence d’usinage. La complexité reliée à la fabrication d’un nouveau système
et au développement d’un nouveau procédé par un seul individu a limité le
développement à une démonstration du potentiel de cette technologie, plutôt qu’à
l’obtention d’un système hybride fonctionnelle.
Perspective pour la suite du projet
Premièrement, d’autres phases d’expérimentations devront avoir lieu afin d’augmenter
la densité apparente des échantillons et aussi pour valider la répétitivité de la densité
entre plusieurs essais avec les mêmes réglages. Il serait également nécessaire
d’augmenter le taux de déposition du procédé pour rendre le procédé compétitif avec les
autres procédés avec fil d’apport. La première étape pour augmenter le taux de
déposition est de fabriquer un circuit électronique pour le chauffage par induction plus
puissant. De plus, le nouveau circuit devrait être plus fiable et fournir une puissance plus
stable afin d’améliorer la répétitivité des essais et la durée maximale de déposition. En
augmentant la durée d’impression, il faudrait faire des échantillons plus volumineux qui
puissent être usinés en éprouvette de traction pour voir la résistance mécanique du
dépôt. Par la suite, des analyses métallographiques pourraient être effectuées sur les
échantillons pour voir la présence de certains défauts, notamment la présence d’oxydes
dans les pièces. Dans le cas d’une forte quantité d’oxyde qui nuit aux propriétés
mécaniques, l’intégration de l’enceinte de protection déjà conceptualisée serait intégrée
au montage.
Après l’obtention de propriétés mécaniques acceptables, l’usinage sera intégré au
processus de fabrication afin de faire de la fabrication additive hybride. Pour cela, un
programme de traduction de code G en langage KAREL devrait être écrit. Les
séquences d’usinage pourraient donc être programmées dans un autre logiciel, puis le
code G serait importé dans le programme du bras robotisé. Par ailleurs, le traducteur est
104
nécessaire afin de pouvoir imprimer des pièces de géométries complexes. Le
programme actuel permet seulement de déposer des pièces en forme de prismes à base
rectangulaire. La programmation nécessaire pour les pièces complexes pourrait être
obtenue en générant le code G avec des logiciels de tranchage d’impression 3D
standard, puis en le traduisant en langage KAREL grâce au traducteur. Toutefois, il serait
nettement plus simple d’utiliser un système de positionnement trois axes standard pour
contrôler le procédé au lieu d’un bras robotisé, cela éliminerait la nécessité d’un
traducteur. Avec ces améliorations, il serait possible de faire une machine de fabrication
additive hybride qui puisse remplacer l’usinage traditionnel.
Bibliographie
ASTM Committee F42 on Additive Manufacturing Technologies [En ligne].
Accès :http://www.astm.org/
« 2019 Additive Manufacturing Market Outlook and Summary of Opportunities »
[En ligne]. Accès: https://www.smartechanalysis.com/reports/2019-additive-
manufacturing-market-outlook/
«Aurora Labs S-titanium Pro» [En ligne]. Accès :
https://auroralabs3d.com/a3d/#/ecosystem/printers/s-titanium-pro
«LENS CS 1500 Systems» [En ligne]. Accès : https://www.optomec.com/3d-
printed-metals/lens-printers/metal-component-repair-3d-printer/
Ian Gibson, David Rosen, Brent Stucker (2015). Additive Manufacturing
Technologies 3D Printing. Rapid Prototyping and Direct Digital
Manufacturing,Second Edition. Publié en ligne: DOI 10.1007/978-1-4939-2113-3
D Gu, W Meiners, K Wissenbach & R Poprawe (2012). Laser additive
manufacturing of metallic components: materials, processes and mechanisms
.International Materials Reviews, 57:3, 133-164;
Tomasz Wacławczyk and Michael Schäfer (2018). Verification of a binary fluid
solidification model using semi-analitycal solution of 1d heat diffusion equation.
Chemical and process engineering, 39 (1), 85-102
Simchi (2006). Direct laser sintering of metal powders: Mechanism, kinetics and microstructural features. Mater. Sci. Eng. A, A428, 148–158.
H. J. Niu, I. T. H. Chang (2000). Selective laser sintering of gas atomized M2 high speed steel powder. Journal of Materials Science 35 31 – 38
Eleftherios Louvis, Peter Fox, Christopher J. Sutcliffe (2011). Selective laser
105
melting of aluminium components. Journal of Materials Processing Technology 211 275–284
C. Körner (2016). Additive manufacturing of metallic components by selective
electron beam melting a review. International Materials Reviews, Publié en ligne:
DOI:10.1080/09506608.2016.1176289
«SELECTIVE LASER MELTING MACHINE SLM®280 2.0» [En ligne]. Accès:
https://slm-solutions.com/products/machines/selective-laser-melting-machine-
slmr280-20
«Desktop Metal Studio system» [En ligne].
Accès:https://www.desktopmetal.com/products/studio/
«Markforged Metal X» [En ligne]. Accès: https://markforged.com/metal-x/
«Desktop Metal Studio 3D Printer» [En ligne]. Accès: https://www.cati.com/blog/2017/08/desktop-metal-studio-3d-printer/
Bewketu Gizachew Mekonnen, Glen Bright and Anthony Walker (2016). A Study on State of the Art Technology of Laminated Object Manufacturing (LOM). Publié en ligne: DOI: 10.1007/978-81-322-2740-3_21
«Solid-state welding at low temperature» [En ligne]. Accès: http://fabrisonic.com/uam-overview/
«Powder gaz stream of a three-way nozzle» [En ligne]. Accès: http://www.ilt.fraunhofer.de/en/media-center/brochures/brochure-System-Engineering-for-Powder-Based-Laser-Cladding.html
Lino Costa Rui Vilar (2009). Laser powder deposition. Rapid Prototyping Journal, Vol. 15 Iss 4 pp. 264 – 27.
Krantz, D. and Nasla, S. (2000). Intelligent process control for laser direct metal deposition, ICALEO, Laser Institute of America, Dearborn, MI.
«LENS 3D Printed Metal Technology» [En ligne]. Accès: https://www.optomec.com/3d-printed-metals/lens-technology/
«DMD technology» [En ligne]. Accès: http://pomgroup.com/index.php?option=com_content&view=article&id=86&Itemid=552
W. Li, et al. (2017). Solid-state additive manufacturing and repairing by cold spraying: A review. J. Mater. Sci. Techno. Publié en ligne http://dx.doi.org/10.1016/j.jmst.2017.09.015
106
Wen-Ya Li, Chang-Jiu Li, Hanlin Liao (2010) .Significant influence of particle surface oxidation on deposition efficiency, interface microstructure and adhesive strength of cold-sprayed copper coatings. Applied Surface Science 256 4953–4958
«Titomic Kinetic Fusion» [En ligne]. Accès: http://www.titomic.com/titom ic-kinetic-fusion.htm
«Additive manufacturing using Hermle Mpa technology» [En ligne]. Accès: https://www.hermle.de/en/services/additive_manufacturing
Donghong Ding, Zengxi Panm, Dominic Cuiuri et Huijun Li (2015). Wire-feed additive manufacturing of metal components:technologies, developments and future interests. Int J Adv Manuf Technol (2015) 81:465–481
Ms. Karen M. Taminger / Mr. Robert A. Hafley (2006). Electron Beam Freeform Fabrication for Cost Effective Near-Net Shape Manufacturing. Metals & Thermal Structures Branch NASA Langley Research Center
«Electron beam additive manufacturing (EBAM®)» [En ligne]. Accès: http://www.sciaky.com/additive-manufacturing/metal-additive-manufacturing-systems
Amberlee S.Haselhuhna, Michael W.Buhr, Bas Wijnen , Paul G.Sanders , Joshua M. Pearce (2016). Structure-property relationships of common aluminum weld alloys utilized as feedstock for GMAW-based 3-D metal printing. Materials Science & Engineering A 673 511–523
Gerald C. Anzalone, Chenlong Zhang, Bas Wijnen, Paul G. Sanders, and Joshua M. Pearce (2013). A Low-Cost Open-Source Metal 3-D Printer. Publié en ligne DOI: 0.1109/ACCESS.2013.2293018
M P Mughal, H Fawad, R A Mufti (2006). Three-Dimensional Finite-Element Modelling of Deformation in Weld-Based Rapid Prototyping. Publié en ligne DOI: 10.1243/09544062JMES164
Haiou Zhang, Xiangping Wang, Guilan Wang,Yang Zhang (2013).Hybrid direct manufacturing method of metallic parts using deposition and micro continuous rolling. Rapid Prototyping Journal, Vol. 19 Iss 6 pp. 387 - 394
Wenbin Cao, Yoshinari Miyamoto (2006). Freeform fabrication of aluminum parts by direct deposition of molten aluminum. Journal of Materials Processing Technology 173 209–212
Ming Fang, Sanjeev Chandra and Chul B. (2008). Park Building three-dimensional objects by deposition of molten metal droplets. Rapid Prototyping Journal 14/1 44–52
107
Yan-puChao, Le-huaQi Han-songZuo , JunLuo, Xiang-huiHou, He-junLi (2013). Remelting and bonding of deposited aluminum alloy droplets under different droplet and substrate temperatures in metal droplet deposition manufacture. International Journal of MachineTools & Manufacture 69 38–47
Daicong Zhang, Lehua Qi Jun Luo Hao Yi Xianghui Hou (2017). Direct fabrication of unsupported inclined aluminum pillars based on uniform micro droplets deposition. International Journal of Machine Tools & Manufacture 116 18–24
Melissa Orme Robert F. Smith (2000). Enhanced Aluminum Propertiesby Means of Precise Droplet Deposition. Journal of Manufacturing Science and Engineering. 484 Vol. 122
M. Suter, E. Weingärtner, K. Wegener (2012). MHD printhead for additive manufacturing of metals. 1st CIRP Global Web Conference: Interdisciplinary Research in Production Engineering
«Vader, Liquid metal 3d printing» [En ligne]. Accès: https://vadersystems.com/
V. Sukhotskiy , I. H. Karampelas , G. Garg , A. Verma, M. Tong S. Vader , Z. Vader , and E. P. Furlani (2017). Magnetohydrodynamic Drop-on-Demand Liquid Metal 3D Printing. Solid Freeform Fabrication 2017: Proceedings of the 28th Annual International Solid Freeform Fabrication Symposium – An Additive Manufacturing Conference
Michael P. Sealy, Gurucharan Madireddy, Robert E. Williams, Prahalada Rao, Maziar Toursangsaraki (2018). Hybrid Processes in Additive Manufacturing. Journal of Manufacturing Science and Engineering. Vol. 140 / 060801-1
«The world’s first hybrid metal 3D printer, Lumex Avance-25» [En ligne]. Accès: https://vadersystems.com/
«Creality ender-3» [En ligne]. Accès: https://www.amazon.ca/gp/search?tag=al05a-20&keywords=creality+ender+3
«The virtual foundry » [En ligne]. Accès: https://www.thevirtualfoundry.com/
Joamín González-Gutiérrez, Gustavo Beulke Stringari and Igor Emri (2012). Powder Injection Molding of Metal and Ceramic Parts. Publié en ligne DOI: 10.5772/38070
«About Induction Heating» [En ligne]. Accès : https://www.ambrell.com/hubfs/Ambrell_PDFs/411-0169-10.pdf
Robinson, G.(2012), “Electromagnetism, Space and Matter,” School of Physical Environmental and Mathematical Sciences, UNSW@ADFA, Canberra, ACT 2012
Totten, G.E., Funatani, K. and Xie, Lin. (2004). Handbook of Metallurgical Process Design, Marcel Dekker, New York, pp. 593.
108
Buschow, K. H. J. (2001). Encyclopedia of Materials: Science and Technology.
A.-M. Zahra, C. Y. Zahra (1995). 436 Heat capacities of aluminium alloys. Journal of Materials Science 30 426-436
Wires I. I. Barankova, V. B. Demidovich, and P. A. Sit’ko (2012). Increase in the Efficiency of Induction Heating during Heat Treatment of Wires. Publié en ligne DOI: 10.1134/S003602951206002X
«Online induction heating power calculation» [En ligne]. Accès : https://www.plustherm.com/power-calculation.html
A. Ducluzaux ,Schneider electric (1983). Extra losses caused in high current conductors by skin and proximity effects. Cahier technique no. 83
«General Purpose Copper Tubing» [En ligne]. Accès : https://www.mcmaster.com/8967k86
Frank Reusch, Drache Umwelttechnik GmbH and Stephan Rudolph. , Büro für angewandte Mineralogie DOI: 10.1.1.509.270
109
ANNEXES
Annexe 1:
Schéma
110
Annexe 2: Programme VBA pour le mode continu
Dim Channel, Reserved1, Reserved2 As Long
Dim Voltage As Double
Dim Binary As Long
Dim i As Integer
Dim j As Integer
strData = "-200" & Chr$(10) & Chr$(13)
lngStatus = CommWrite(intPortID, strData)
[A1] = "-200"
Voltage = [0]
Channel = 1
lngError = eDAC(lngHandle, Channel, Voltage, Binary, Reserved1, Reserved2)
Sleep (5000)
strData = "M700" & Chr$(10) & Chr$(13)
lngStatus = CommWrite(intPortID, strData)
[A1] = "M700"
Sleep (30000)
strData = "M0" & Chr$(10) & Chr$(13)
lngStatus = CommWrite(intPortID, strData)
[A1] = "M0"
Voltage = [5]
Channel = 1
lngError = eDAC(lngHandle, Channel, Voltage, Binary, Reserved1, Reserved2)
Exit Sub
111
Annexe 3: Programme KAREL pour déplacer le bras sur 150 mm
OUTINE LINE
BEGIN
$SPEED= 20
$MOTYPE= LINEAR
$TERMTYPE= NODECEL
P1= POS (0,0,0,0,0,0,Flip)
P2= POS (150,0,0,0,0,0,Flip)
MOVE TO P1
DELAY 10000
MOVE TO P2
STOP
END LINE
BEGIN
CNV_STR_CONF('F U T,0,0,0',Flip,STATUS)
$MNUFRAMENUM[1]=9
$MNUTOOLNUM[1]=7
$GROUP[1].$UFRAME=$MNUFRAME[1,$MNUFRAMENUM[1]]
$GROUP[1].$UTOOL=$MNUTOOL[1,$MNUTOOLNUM[1]]
112
Annexe 4: Programme VBA pour le mode pulsé
strData = "-200" & Chr$(10) & Chr$(13)
lngStatus = CommWrite(intPortID, strData)
[A1] = "-200"
Voltage = [h10]
Channel = 1
lngError = eDAC(lngHandle, Channel, Voltage, Binary, Reserved1, Reserved2)
Sleep (5000)
strData = "M700" & Chr$(10) & Chr$(13)
lngStatus = CommWrite(intPortID, strData)
[A1] = "M700"
For j = 0 To 40
Voltage = [h9]
Channel = 1
lngError = eDAC(lngHandle, Channel, Voltage, Binary, Reserved1, Reserved2)
Sleep (200)
Voltage = [h10]
Channel = 1
lngError = eDAC(lngHandle, Channel, Voltage, Binary, Reserved1, Reserved2)
Sleep (200)
Next j
Voltage = [h10]
Channel = 1
lngError = eDAC(lngHandle, Channel, Voltage, Binary, Reserved1, Reserved2)
strData = "M0" & Chr$(10) & Chr$(13)
lngStatus = CommWrite(intPortID, strData)
[A1] = "M0"
Channel = 1
113
Annexe 5 : Programme KAREL pour la fabrication des échantillons
PROGRAM ALEX_FA_3
VAR
path_var: PATH
STATUS,i,j,Xlength,Ylength,nbpass2,nblayer2,x2bon,y2bon,x3bon,y3bon,zbon,x2int,x3
int:
y2int,y3int,z1int: INTEGER
xmin,xmax,ymin,ymax,zmin,zmax:INTEGER
Init_pos,P1,P2,P3,P4,P5,P6,p7,p8,p9,p10,p11,p12,p13,p14,p15,p16 :POSITION
NonFlip,Flip: CONFIG
x1,y1,x2,x22,x222,x2222,x3,x33,x333,x3333,y2,y22,y222,y2222,y3,y33,y333,y3333:
REAL
y4,Z1,Z2,nbpass,nblayer,Weld_Thick,Weld_Width,Zheigth: REAL
ROUTINE Patterning
BEGIN
--La vitesse est reglé pour une que le teach pendant soit mis a 40% durant la déposition
$SPEED= 17.5
$MOTYPE= LINEAR
$TERMTYPE= NODECEL
Init_pos= POS(30,0,-20,0,0,0,FLip)
MOVE TO Init_pos
DELAY 5000
FOR j=0 TO nblayer2 DO
-- Une soustraction de -5 correspond a un nozzle 70mm a 30mm de distance
-- Une addtion de +15 correspond a un nozzle 50mm a 30mm de distance
Z1=(-Weld_Thick*j)-5
114
FOR i=0 TO nbpass2 DO
--Valeurs pour j=0,4,8,12
x2=(Weld_Width/2)
x3=(Xlength-x2)
y2=(2*Weld_Width*i)
y3=y2+Weld_Width
--Valeurs pour j=1,5,9,13
x22=((Weld_Width/2))+(2*Weld_Width*i)
x33=(x22+Weld_Width)
y22=(Ylength-(Weld_Width/2))
y33=(Weld_Width/2)
--Valeurs pour j=2,6,10,14
x222=x3
x333=x2
y222=(Ylength-(Weld_Width/2))-(2*Weld_Width*i)
y333=(y222-Weld_Width)
--Valeurs Pour j= 3,7,11,15
x2222=(x3-(2*Weld_Width*i))
x3333=(x2222-(Weld_Width))
y2222=y33
y3333=y22
IF (j=0) OR (j=4) OR (j=8) OR (j=12) OR (j=16) OR (j=20) OR (j=24) OR (j=28)OR
(j=32) OR (j=36) OR (j=40) THEN
P1= POS (x2,y2,Z1,0,0,0,Flip)
P2= POS (x3,y2,Z1,0,0,0,Flip)
P3= POS (x3,y3,Z1,0,0,0,Flip)
P4= POS (x2,y3,Z1,0,0,0,Flip)
MOVE TO P1
115
MOVE TO P2
MOVE TO P3
MOVE TO P4
ELSE
ENDIF
IF (j=1) OR (j=5) OR (j=9) OR (j=13) OR (j=17) OR (j=21) OR (j=25) OR (j=29) OR
(j=33) OR (j=37) OR (j=41) THEN
P5= POS(x22,y22,Z1,0,0,0,Flip)
P6= POS(x22,y33,Z1,0,0,0,Flip)
P7= POS(x33,y33,Z1,0,0,0,Flip)
P8= POS(x33,y22,Z1,0,0,0,Flip)
MOVE TO P5
MOVE TO p6
MOVE TO p7
MOVE TO p8
ELSE
ENDIF
IF (j=2) OR (j=6) OR (j=10) OR (j=14) OR (j=18) OR (j=22) OR (j=26) OR (j=30) OR
(j=34) OR (j=38) OR (j=42) THEN
P9=POS(x222,y222,Z1,0,0,0,Flip)
P10=POS(x333,y222,Z1,0,0,0,Flip)
P11=POS(x333,y333,Z1,0,0,0,Flip)
P12=POS(x222,y333,Z1,0,0,0,Flip)
MOVE TO P9
MOVE TO p10
MOVE TO p11
116
MOVE TO p12
ELSE
ENDIF
IF (j=3) OR (j=7) OR (j=11) OR (j=15) OR (j=19) OR (j=23) OR (j=27) OR (j=31) OR
(j=35) OR (j=39) OR (j=43) THEN
P13=POS(x2222,y2222,Z1,0,0,0,Flip)
P14=POS(x2222,y3333,Z1,0,0,0,Flip)
P15=POS(x3333,y3333,Z1,0,0,0,Flip)
P16=POS(x3333,y2222,Z1,0,0,0,Flip)
MOVE TO p13
MOVE TO p14
MOVE TO p15
MOVE TO p16
ELSE
ENDIF
ELSE
STOP
ENDIF
ENDFOR
ENDFOR
END Patterning
BEGIN
CNV_STR_CONF('F U T,0,0,0',Flip,STATUS)
$MNUFRAMENUM[1]=9
117
$MNUTOOLNUM[1]=7
$GROUP[1].$UFRAME=$MNUFRAME[1,$MNUFRAMENUM[1]]
$GROUP[1].$UTOOL=$MNUTOOL[1,$MNUTOOLNUM[1]]
Xlength=18
Ylength=18
Weld_Thick=0.3
Weld_Width=3
nblayer= 20
nblayer2=ROUND(nblayer)-1
$SPEED =17.5
$MOTYPE= LINEAR
nbpass = (Ylength/Weld_Width)
nbpass2= ROUND(nbpass/2)-1
Patterning
END ALEX_FA_3
118
Annexe 6 : Programme VBA final pour la fabrication d’échantillons
Public Sub Application_pulse()
Dim intPortID As Integer
Dim lngStatus As Long
Dim strData As String
Dim strMon As String
Dim lngError As Long
Dim lngHandle As Long
Dim dblAIN0 As Double
Dim dblAIN1 As Double
Dim MON_VALUE As Long
Dim MON_DIFF As Long
Dim TARGET_VALUE As Long
Dim x As Variant
Dim y As Variant
Dim strError As String * 256
On Error GoTo ErrorMessage
'Retrieve the LabJackUD driver version.
Range("B22").Value = GetDriverVersion()
'Open the first found LabJack U3 over USB.
lngError = OpenLabJack(LJ_dtU3, LJ_ctUSB, "1", 1, lngHandle)
Range("B24").Value = lngError
'Convert the error code to a string.
ErrorToString lngError, strError
Range("C24").Value = strError
If lngError <> 0 Then Err.Raise lngError
'First some configuration commands. These will be done with the ePut
'function which combines the add/go/get into a single call.
'Start by using the pin_configuration_reset IOType so that all
'pin assignments are in the factory default condition.
lngError = ePut(lngHandle, LJ_ioPIN_CONFIGURATION_RESET, 0, 0, 0)
If lngError <> 0 Then Err.Raise lngError
'Configure FIO0 and FIO1 as analog, all else as digital. That means we
'will start from channel 0 and update all 16 flexible bits. We will
'pass a value of b0000000000000011 or d3.
lngError = ePut(lngHandle, LJ_ioPUT_ANALOG_ENABLE_PORT, 0, 3, 16)
If lngError <> 0 Then Err.Raise lngError
119
'Get a reading from AIN0.
lngError = eGet(lngHandle, LJ_ioGET_AIN, 0, dblAIN0, 0)
If lngError <> 0 Then Err.Raise lngError
Range("B25").Value = dblAIN0
'Get a reading from AIN1. lngError = eGet(lngHandle, LJ_ioGET_AIN, 1, dblAIN1, 0) If lngError <> 0 Then Err.Raise lngError Range("B26").Value = dblAIN1 Dim Channel, Reserved1, Reserved2 As Long Dim Voltage As Double Dim Binary As Long Dim j As Integer Voltage = [G13] Channel = 1 lngError = eDAC(lngHandle, Channel, Voltage, Binary, Reserved1, Reserved2) Voltage = [G5] Channel = 0 lngError = eDAC(lngHandle, Channel, Voltage, Binary, Reserved1, Reserved2) intPortID = 1 'strData = "Y=60/60" & Chr$(10) & Chr$(13) 'lngStatus = CommWrite(intPortID, strData) '[C1] = "Y=60/60" Sleep (5000) strData = "M400" & Chr$(10) & Chr$(13) lngStatus = CommWrite(intPortID, strData) [C1] = "M400" 'Clear buffer CommFlush (intPortID) intPortID = 3 For j = 0 To 2210 x = (j / 2) Cells(1, 4).Value = j If x = Int(x) Then strMon = "MON_VAL?" & Chr$(13) & Chr$(10) lngStatus = CommWrite(intPortID, strMon)
120
Else End If Voltage = [G12] Channel = 1 lngError = eDAC(lngHandle, Channel, Voltage, Binary, Reserved1, Reserved2) Sleep (225) Voltage = [G13] Channel = 1 lngError = eDAC(lngHandle, Channel, Voltage, Binary, Reserved1, Reserved2) Sleep (75) y = ((j / 2) + (1 / 2)) If y = Int(y) Then lngStatus = CommRead(intPortID, strMon, 50) [A1] = strMon Cells(y + 1, 8).Value = ((Cells(y, 8).Value) + ([G6] * [G7])) Voltage = Cells(y + 1, 8).Value Channel = 0 lngError = eDAC(lngHandle, Channel, Voltage, Binary, Reserved1, Reserved2) Else End If Next j Voltage = [G3] Channel = 0 lngError = eDAC(lngHandle, Channel, Voltage, Binary, Reserved1, Reserved2) 'Clear buffer CommFlush (intPortID) intPortID = 1 strData = "M0" & Chr$(10) & Chr$(13) lngStatus = CommWrite(intPortID, strData) [C1] = "M0" Sleep (2000) Voltage = [G13] Channel = 1 lngError = eDAC(lngHandle, Channel, Voltage, Binary, Reserved1, Reserved2) Exit Sub
