Les unités de perçage automatiques ont été récemment associées à des technologies permettant de percer en mode vibratoire pour favoriser l'évacuation des copeaux métalliques lors des perçages d'empilages multi-matériaux. Après une présentation de l'apport du vibratoire en perçage, un état de l'art des systèmes vibratoires utilisés sur UPA sera présenté. Dans un deuxième temps, une modélisation du système vibratoire à oscillations forcées sera exposée. Des résultats expérimentaux seront confrontés au modèle obtenu afin de vérifier sa robustesse et d'évaluer l'efficacité du perçage vibratoire

CAHUC O.

CHERIF, Mehdi

JALLAGEAS, Jeremy

K'NEVEZ, Jean-Yves

I-Revues

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 Congrès Français de Mécanique                                                       Besançon, 29 août au 2 septembre 2011 
  1 
 
Modélisation du perçage vibratoire sur UPA 
J. Jallageas
a
, M. Chérif
a
, J.Y. K’neveza, O.Cahuca 
a.Institut de Mécanique et d’Ingénierie (I2M), 351, Cours de la Libération, 33405 TALENCE cedex 
jeremy.jallageas@u-bordeaux1.fr 
Résumé : 
Essentiellement utilisées dans l’industrie aéronautique, les unités de perçage à avance automatique 
(UPA) sont une alternative aux perceuses manuelles et aux centres d’usinage. Elles ont été récemment 
associées à des technologies permettant de percer en mode vibratoire afin de favoriser l’évacuation 
des copeaux métalliques lors des perçages d’empilages multi-matériaux. Après une présentation 
théorique de l’apport du vibratoire en perçage du titane, une analyse de l’état de l’art du perçage 
vibratoire sur UPA sera présentée. Dans un deuxième temps, une modélisation du système vibratoire à 
oscillations forcées sera exposée. Des résultats expérimentaux seront confrontés au modèle obtenu 
pour vérifier sa robustesse et évaluer l’apport du mode vibratoire en perçage multi-matériaux. 
Abstract: 
Mainly used in aerospace industry, positive feed units are a compromise between manual drillers and 
CNC machines. They have been recently assisted by vibration systems in order to improve the 
removing of chips ribbon while drilling multi-stacked material. After a first theoretical introduction of 
the benefit of drilling assisted vibration especially in Titanium, an analysis of the state-of-art of 
vibration systems on positive feed units will be presented. Secondly, an analytical model of a forced-
exited vibration system will be exposed. The model will be after what confronted by experiment results 
to verify its accuracy and to discuss about the efficiency of the vibration drilling method. 
Mots clefs : Perçage vibratoire à oscillations forcées, UPA,  multi-matériaux 
1 Introduction 
L’amélioration des performances des structures aéronautiques passe par l’utilisation de combinaison 
de multicouches associant aux parties métalliques (aluminium, titane), une partie composite (CFRP). 
C’est ainsi que la part des matériaux composites a considérablement augmenté ces dernières années. 
Alors qu’en 1980 seulement 4.5% en masse de la structure du A300 était faite en matériau composite, 
désormais le futur A350 en compte près de 50%. 
Cependant ces techniques innovantes d’association de matériaux métalliques et composites 
compliquent les opérations d’usinage et notamment le perçage. En effet, les dimensions et les 
géométries des éléments à assembler rendent les tolérances d'alignement des trous d’assemblage très 
difficiles à respecter [1]. Il est donc indispensable de percer simultanément des multiples couches 
empilées de différents matériaux: de nouvelles problématiques apparaissent dont notamment 
l’évacuation efficace des copeaux métalliques.  
1.1 Problématiques liées au perçage par UPA 
Dans l’industrie aéronautique, les moyens de perçage de multi-
matériaux peuvent se classifier en trois catégories : les machines à 
commande numérique ou robotisées, les UPA et les perceuses 
manuelles. Les deux derniers types sont utilisés lorsque l’accessibilité 
est limitée. A la différence des machines à commandes numériques ou 
autres moyens utilisant des moteurs électriques, les UPA industrielles ne 
possèdent généralement qu’un moteur pneumatique (figure 1) qui génère 
via un système vis/écrou, le mouvement de rotation et le mouvement FIG. 1 : UPA pneumatique 
Partie 
réduction 
Broche 
Moteur 
pneumatique 
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d’avance de l’outil qui sont mécaniquement liés. Les paramètres opératoires des UPA sont figés par le 
choix de la pignonnerie et constants tout au long du cycle de perçage. 
1.2 Evacuation des copeaux 
Lors de l’assemblage des structures aéronautiques, il est privilégié un sens de perçage permettant 
d’avoir la partie composite supportée par une partie métallique [2] pour éviter les risques de 
délaminage. Néanmoins, ce choix impose une évacuation efficace de la matière métallique chaude 
pour prévenir tout risque de bourrage de copeaux dans les goujures de l’outil entraînant des dommages 
dans la partie composite [3] et un risque de bris d’outil.  
Les solutions existantes pour favoriser l’évacuation des copeaux s’articulent autour de trois concepts. 
Le premier d’entre eux consiste à diminuer le flux de matière qui passe par les goujures. Ceci est rendu 
possible en incorporant à la gamme une phase d’ébauche (pré-perçage) [4] ou en enlevant une partie 
de la matière sous forme de carotte et non de copeaux (trépannage) [5]. Le deuxième concept s’oriente 
vers l’amélioration des conditions de frottement entre l’outil et le copeau dans les goujures [6].Cette 
approche propose d’élargir les goujures, d’améliorer par un revêtement la surface en contact avec le 
copeau allant de la face de coupe jusqu’à la fin de la goujure. L’ajout de lubrifiant en MQL (Minimum 
Quantity Lubrication) ou HQL (High Quantity Lubrication) favorise également l’évacuation des 
copeaux. 
La dernière méthode consiste à empêcher la formation des copeaux longs. Cette approche est rendue 
possible tout d’abord par des améliorations de la conception de l’outil (macro-géométrie, géométries 
brises copeaux, etc.) [7]. L’optimisation des paramètres de coupe notamment l’avance permet 
également d’influer sur la forme  et la fragmentation du copeau. Par ailleurs, une autre piste s’oriente 
vers une coupe discontinue. Suivant cette direction Denkena [8] propose d’utiliser le perçage orbital 
qui est une forme de contournage par interpolation circulaire. D’autres voies d’améliorations 
s’orientent vers l’intégration des cycles de débourrage ou du perçage en mode vibratoire. Jusqu’alors 
réservé au perçage profond, l’usage du vibratoire est de plus en plus appliqué au perçage multi-
matériaux.  
Les solutions de systèmes vibratoires peuvent s’organiser en deux familles. Tout d’abord les 
technologies permettant un mouvement vibratoire à haute fréquence (de 10 à 50 kHz) et celles offrant 
une basse fréquence de vibration (< 1 kHz). Au sein de la première famille se trouvent essentiellement 
les systèmes à oscillations forcées tels que les systèmes ultrasoniques associés à de faibles amplitudes. 
La deuxième famille comprend un plus vaste éventail de solutions. On y trouve également des 
systèmes à oscillation forcées comme les systèmes faisant appel à des cames, à des engrenages non-
circulaires,  à des dispositifs piézoélectriques à basses fréquences etc. De plus, cette famille regroupe 
le perçage vibratoire auto-entretenu dont le principe est basé sur l’amplification et le maintien des 
vibrations dues au broutement axial généré par l’usinage [6]. Néanmoins le perçage vibratoire à 
oscillations auto-entretenues nécessite une parfaite maîtrise de l’ensemble des paramètres du processus 
de coupe. L’ensemble des contraintes liées au perçage sur structure aéronautique par UPA ; compacité, 
simplicité, fiabilité, convergent vers l’utilisation du système à came proposé par MITIS. 
2 Expérimentation du perçage vibratoire 
2.1 Protocole expérimental 
Pour effectuer des essais expérimentaux un banc de perçage a été spécialement conçu. Sur ce banc on 
retrouve un prototype d’UPA électrique instrumentée dont le mouvement d’avance et le mouvement 
de rotation sont générés par deux moteurs indépendants. Ce banc est également équipé d’un 
dynamomètre 6 composantes. Ainsi il est possible d’analyser le torseur complet des actions 
mécaniques de l’outil sur la pièce lors de la coupe et les caractéristiques spectrales associées. 
Deux forets carbures hélicoïdaux SOFIMAG de diamètre 9.52mm comportant 2 lèvres ont été utilisés 
pour réaliser les essais. 
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  3 
FIG. 3 : Puissance électrique (en Watts) 
moyenne pour différentes avances 
FIG. 4 : comparaison en entre la force axiale 
(Fz en N) maximale mesurée 
Les essais ont consisté en une série de perçages dans une plaque d’aluminium de 10mm d’épaisseur 
effectués avec puis sans mode vibratoire. Chacune de ces deux configurations ont été répétées 2 fois 
en faisant varier la vitesse d’avance (0.04, 0,08, 0.10 et 0.20 mm/tr). Ainsi au total, 16 perçages ont été 
effectués. 
2.2 Résultats expérimentaux 
Une comparaison de la puissance électrique moyenne consommée par les deux moteurs pour 
différentes vitesses d’avance est présentée figure 3. Nous pouvons constater que cette puissance entre 
un perçage en mode vibratoire et non vibratoire est sensiblement identique. 
Néanmoins lorsque l’on observe plus en détail l’évolution du couple axial (Mz) lors d’un perçage 
vibratoire on s’aperçoit qu’il évolue cycliquement (figure 2). En approximant la puissance mécanique 
par le produit du couple et de la fréquence de rotation (considérée constante), nous pouvons donc en 
déduire que la puissance instantanée, contrairement à du perçage non-vibratoire, n’est pas constante. 
La puissance consommée sur un tour étant identique entre les deux techniques de perçage, le niveau de 
couple maximum instantané atteint lors d’un perçage vibratoire sera par conséquent plus important. 
 
 
 
 
 
 
 
   
 
 
La Figure 4 décrit l’évolution de l’effort axial (Fz) 
pour les différentes avances lors des perçages en 
mode vibratoire et non vibratoire. On observe que 
l’effort dans les deux cas évolue quasi linéairement. 
On notera également que l’écart entre les deux 
forces est sensiblement constant (environ 300 N). 
On observe également que la section des copeaux 
(secteur angulaire et épaisseur) fractionnés obtenue 
lors du perçage vibratoire évolue comme le montre 
le tableau1. 
 
 Avance : 0.04 mm/tr Avance : 0.2 mm/tr 
Non-vibratoire 
  
Vibratoire 
 
 
 
Tableau 1 : Comparaison de la morphologie des copeaux pour différentes avances. 
Pe broche 
Petotale 
Peavance 
FIG. 2 : Comparaison du couple (Mz) filtré 
lors d’un perçage avec et sans vibrations 
1 tour 
Epaisseur : 0.111 mm 
Secteur angulaire : 30° 
Epaisseur : 0.230 mm 
Secteur angulaire : 45° 
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  4 
3 Modélisation analytique du système 
3.1 Présentation du système 
Le principe du système vibratoire proposé par MITIS consiste en une cage 
à rouleaux (S1) comprise entre deux bagues (S0 et S2) (figure 6). Ce 
système peut s’apparenter aux butées à rouleaux (figure 5) à la différence 
que l’une des deux bagues est ondulée (S2). Cette dernière est entraînée 
en rotation contrairement à la bague lisse qui reste fixe (S0). Un ensemble 
de rondelles élastiques (non représentées sur la figure 6) permet de 
maintenir le contact entre le galet et la came. Ainsi les variations de 
hauteur de la bague ondulée vont induire un mouvement de translation 
axiale.   
L’objectif de cette modélisation est de déterminer la relation qui lie la fréquence de vibration à la 
fréquence de rotation motrice du système.  
3.2 Variables du système 
L’ensemble des paramètres est énuméré ci-dessous : 
    Vitesse de la cage des rouleaux (tr/min)   
    Vitesse de rotation de l’écrou (tr/min)    
    Vitesse de rotation d’un rouleau (tr/min)   
    Vitesse de rotation de la broche (tr/min)   
    Vitesse de rotation de l’écrou d’avance (tr/min)   
  r2 Rayon de roulement (mm)   
  r3 Rayon d’un rouleau (mm)   
   Angle   moyen de la tangente à la came   
     Fréquence vibratoire (Hz)   
      Vitesse d’oscillation axiale   
   a Amplitude de la came (mm)   
   Nombre de lobes (5 dans notre cas)   
3.3 Hypothèses 
On admettra les hypothèses suivantes : 
 Les solides {0, 1, 2, 3} seront considérés indéformables 
 Roulement sans glissement entre S2/S3 en J et entre S0/S3 en I 
 Le nombre de rouleaux équivaut le nombre lobes 
3.4 Mise en équation du système 
A chacun des solides {0, 1, 2, 3} sera associé un torseur (entre crochets) cinématique comme suit : 
 
 
 
 
 
 
 
 
   
  
   
 
      
  
 
  
 
 
   
 
   
         
  
 
    
 
 
    
     
   
  
  
 
 
      
  
 
  
 
 
         
 
   
         
  
 
  
 
 
     
 
 
 
    
      
   
  
  
 
  
     
  
 
  
 
   
   
 
        
  
 
  
     
 
 
 
 
 
   
  
 
FIG. 6 : Schéma cinématique du système 
O2 
O3 O1 
O0 
z 
y2 
x2 
y0 z3 
r2 
r3 
J 
I 
S2 
S3 
S1 
S0 
FIG. 5 : Butée à galets  
Rouleaux 
Cage à rouleaux 
Bagues 
(1) 
FIG. 7 : Vue développée  
J α 
O3 
I 
      
        
  
 
 
   
         
  
 
 
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  5 
FIG. 8 : Comparaison fréquences expérimentales 
/ fréquences calculées en fonction des avances 
En faisant l’hypothèse d’un roulement sans glissement on obtient (figure 7) : 
 
  
  
 
 
 
 
Avec :  
 
 
D’où :  
 
 
 
Une application numérique de l’équation 7 a été faite 
pour les 4 avances différentes testées 
expérimentalement.  En comparant les résultats obtenus 
aux fréquences d’oscillation mesurées, on constate une 
forte corrélation (figure 8). En effet, le pourcentage 
d’erreur relatif moyen observé est de 1.04% pour un 
rayon de roulement (r2) de 1mm. 
 
 
4 Effet du perçage vibratoire à oscillation forcée sur la section du copeau 
En connaissant la fréquence des oscillations il est possible d’estimer pour différentes conditions de 
coupe la section de copeaux à partir de sa hauteur et sa section angulaire. On obtiendra pour une 
avance de 0.04 tr/min une hauteur maximale de 0.12 mm avec un secteur angulaire de  25° et pour une 
avance de 0.2 tr/min une hauteur maximale de 0.23 mm avec un secteur angulaire de 41°. Les figures 
9 et 10 illustrent cette section de copeaux (quadrants du haut) et l’évolution de la surface générée par 
le passage successif des lèvres de l’outil (quadrants du bas) pour une avance de 0.04 et de 0.2mm/tr. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
On constate que pour toutes les avances testées nous obtenons une coupe discontinue. Or les 
sollicitations mécaniques induites par cette discontinuité (chocs) sont néfastes pour l’outil. Par un 
calcul récursif, il a été déterminé qu’avec une avance théorique minimale de 0.35mm/tr la coupe restait 
continue. Néanmoins, la hauteur de copeau résultante de 0.35mm serait à son tour néfaste pour l’outil. 
     
                 
             
          
    
         
 
 
  
 
      
  
 
                       
  
 
                    
  
 
                                         
              
          
 
         
    
 
         et                  
 
    
  
(2) 
        
         
  
                
        
 
    
 
            
    
 
  
                    
 
 
 
 
 (7) 
 
(3) 
Passage hors matière Hauteur copeau 
FIG. 10 : simulation de la hauteur de copeau (en 
mm) pour une avance de 0.2mm/tr 
FIG. 9 : simulation de la hauteur de copeau (en 
mm) pour une avance de 0.04mm/tr 
Passage hors matière Hauteur copeau 
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  6 
Par conséquent, deux conditions doivent être 
respectées pour obtenir une coupe optimale en 
mode vibratoire (dans le cadre de notre étude) : 
→ Condition 1 (C1) : continuité de la coupe 
→ Condition 2 (C2) : non surcharge de 
l’outil (épaisseur de copeau mini) 
 
5 Conclusion 
Après une rapide présentation de la problématique de perçage par UPA, cet article présente le perçage 
vibratoire à oscillations forcées basses fréquences, solution pertinente au problème d’évacuation des 
copeaux inhérente au perçage multi-matériaux.  Une étude expérimentale a été menée dans le but de 
mettre en œuvre le perçage vibratoire à l’aide du système développé par MITIS. Une modélisation de 
ce même système a été ensuite proposée pour permettre l’estimation de la fréquence de vibration 
générée par le système et de simuler la hauteur de copeau. En vue d’une optimisation de cette 
technique de perçage, les conditions de continuité de la coupe et de non surcharge de l’outil devront 
être respectées. Pour cela, il sera nécessaire d’adapter les paramètres d’amplitudes et de fréquences du 
système vibratoire aux paramètres de coupe et d’autres paramètres dont nous parlerons prochainement. 
6 Remerciements 
Nous tenons à remercier les entreprises MITIS et SOFIMAG pour leur précieuse collaboration.  
7 Références: 
 
[1] M. Ramulu, T. Branson, and D. Kim, “study on the drilling of composite and titanium stacks,” 
Composite Structures, vol. 54, 2001, pp. 67-77. 
[2] R. Zitoune, V. Krishnaraj, and F. Collombet, “Study of drilling of composite material and 
aluminium stack,” Composite Structures, vol. 92, 2010, pp. 1246-1255. 
[3] I. Shyha, S.L. Soo, D.K. Aspinwall, S. Bradley, S. Dawson, and C.J. Pretorius, “Drilling of 
Titanium/CFRP/Aluminium Stacks,” Key Engineering Materials, vol. 447-448, Sep. 2010, pp. 624-
633. 
[4] E. Brinksmeier and R. Janssen, “Drilling of Multi-Layer Composite Materials consisting of 
Carbon Fiber Reinforced Plastics (CFRP), Titanium and Aluminum Alloys,” CIRP Annals - 
Manufacturing Technology, vol. 51, 2002, pp. 87-90. 
[5] J. Mathew, N. Ramakrishnan, and N.K. Naik, “Investigations into the effect of geometry of a 
trepanning tool on thrust and torque during drilling of GFRP composites,” Journal of Materials 
Processing Technology, vol. 91, Jun. 1999, pp. 1-11. 
[6] N. Guibert, “Etude et modélisation de l’influence des phénomènes de coupe sur les 
performances du forage vibratoire,” 2008. 
[7] S.-lim Ko and J.-K. Lee, “Analysis of burr formation in drilling with a new-concept drill,” 
Journal of Materials Processing Technology, vol. 113, Jun. 2001, pp. 392-398. 
[8] B. Denkena, D. Boehnke, and J. Dege, “Helical milling of CFRP–titanium layer compounds,” 
CIRP Journal of Manufacturing Science and Technology, vol. 1, 2008, pp. 64-69.  
 
 
FIG. 11 : simulation de la hauteur de copeau pour 
une avance de 0.35mm/tr 
C1 
C2 


Modélisation du perçage vibratoire sur UPA

http://documents.irevues.inist.fr/bitstream/2042/46677/1/cfm2011_616.pdf

Modélisation du perçage vibratoire sur UPA

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