Brevet FR2808311A1 — publié le 20011102

ARRIERE PLAN DE L 'INVENTION La présente invention concerne un joint homociné- tique pour un arbre de transmission de puissance utilisé dans des dispositifs tels que des automobiles et des machines in-5 dustrielles pour transmettre un couple par l'intermédiaire d'un joint homocinétique. La présente invention concerne éga- lement un joint homocinétique utilisé dans des dispositifs tels que des automobiles et des machines industrielles pour transmettre de la puissance d'entraînement.10 Un arbre de transmission de puissance tel que par exemple l'arbre d'entraînement d'une automobile, est habi- tuellement réalisé en acier au carbone ou en acier carburé, et l'on s'assure qu'il a une résistance spécifiée en réglant un durcissement de surface convenable et une profondeur d'enveloppe effective qu'on obtient par un traitement thermi- que. Récemment, comme les automobiles tendent à avoir une puissance de sortie de plus en plus grande et comme le poids du véhicule augmente pour répondre à des exigences de sécurité, on demande à l'arbre d'entraînement d'avoir une ré- sistance plus élevée. D'autre part, on demande à l'arbre d'entraînement d'être plus léger pour améliorer le rendement de consommation de carburant, ce qui impose également un be- soin pressant d'augmenter la résistance de l'arbre d'en- traînement. Pour augmenter la capacité de charge de l'arbre, il est courant d'augmenter la teneur en carbone du matériau pour obtenir ainsi une résistance plus élevée du matériau, ou d'augmenter la profondeur effective de la couche durcie (pro- fondeur d'enveloppe). Cependant, la première approche conduit à une diminution de la résistance dans les parties en- taillées, et à une moins bonne facilité d'usinage telle que par exemple la facilité de forgeage et de coupe, du fait de l'augmentation de la dureté du matériau. Au contraire, la se- conde approche conduit à une plage très étroite des profon- deurs d'enveloppe qu'on peut obtenir dans le cas de l'acier carburé. Egalement dans le cas d'un arbre réalisé en acier au carbone, il devient plus difficile d'appliquer un durcisse- ment profond lorsque le diamètre de l'arbre augmente, et il est très difficile de réaliser un durcissement profond lors- que le rapport de la profondeur d'enveloppe effective au rayon de l'arbre (qu'on appellera ciaprès y) est supérieur à5 0,4, car ce durcissement profond peut conduire à des défauts tels que des fissures de trempe. Récemment, on a utilisé de l'acier au carbone contenant du bore (B) ajouté, pour permet- tre un durcissement profond. Cependant, même si la profondeur d'enveloppe effective est augmentée grâce à l'utilisation de ce matériau, on ne peut obtenir qu'une augmentation de la ré- sistance d'environ 15 % car la résistance statique et la ré- sistance de fatigue à la torsion atteignent respectivement leur plateau à y > 0,65 et y > 0,5 (Demande de Brevet Japo- naise Publié No.Hei 5-320825). Egalement dans le cas d'un ma- tériau contenant du B ajouté, on forme des composés azotés tels que TiN qui peuvent conduire à une moins bonne facilité de coupe. Le joint homocinétique utilisé dans l'arbre de transmission de puissance tombe grossièrement dans deux caté- gories dont l'une, de type fixe, ne permet un déplacement que dans l'angle compris entre les deux arbres, tandis que l'autre, de type glissant, permet à la fois un déplacement angulaire et un déplacement axial, ces catégories étant sé- lectionnées suivant les conditions de fonctionnement, le but recherché, et autres facteurs. Le type fixe comprend le joint homocinétique de type Rzeppa, tandis que le type glissant comprend, comme exemples représentatifs, le joint homocinéti- que de type à double décalage et le joint homocinétique de type tripode. Les applications du joint homocinétique compren- nent le système de transmission de puissance d'une automo- bile. Récemment, comme les automobiles tendent à avoir une puissance de sortie de plus en plus grande et comme le poids des véhicules augmente pour des exigences de plus grande sé- curité, on demande aux joints homocinétiques de l'arbre d'entraînement d'avoir une résistance plus élevée. D'autre part, on demande à l'arbre d'entraînement d'être plus léger pour améliorer le rendement de consommation de carburant, ce qui impose également un besoin pressant d'augmenter la résis- tance du joint homocinétique. Un élément extérieur (chemin de roulement exté- rieur) qui représente un élément constitutif du joint homoci- nétique est réalisé en acier au carbone ou analogue, qu'on forge sous une forme prédéterminée et qu'on soumet à un trai- tement thermique tel qu'un durcissement par induction, pour assurer les niveaux requis de résistance, de durabilité et de résistance à l'usure, ce traitement thermique étant suivi d'un meulage des parties qui demandent une précision élevée, pour obtenir ainsi la finition de la pièce aux dimensions prédéterminées, et pour terminer le produit. L'exigence de résistance élevée dans ce cas peut être satisfaite soit en augmentant la teneur en carbone pour augmenter ainsi la ré- sistance du matériau, soit en augmentant la profondeur d'enveloppe effective. Cependant, le premier procédé diminue la facilité d'usinage pour des processus tels que le forgeage et la coupe, en conduisant ainsi à une augmentation du coût de fabrication. D'autre part, le second procédé est limité dans son effet d'augmentation de la résistance car la prévi- sion de défauts tels que des fissures de trempe rend diffi- cile d'appliquer un durcissement plus profond. Les éléments constitutifs (élément intérieur, en- veloppe, élément tripode, etc) du joint homocinétique sont réalisés en acier au carbone ou analogue, qu'on usine sous une forme prédéterminée et qu'on soumet à un traitement de carburation pour assurer les niveaux requis de résistance, de durabilité et de résistance à l'usure, ce traitement étant suivi d'un meulage des parties qui nécessitent une précision élevée, pour obtenir ainsi la finition de la pièce aux dimen- sions prédéterminées, et pour terminer le produit. Cependant, lorsqu'une pièce est carburée par traitement thermique, cette pièce subit une déformation im- portante produite par le traitement thermique, avec des va- riations de ses dimensions. Ainsi, il a été nécessaire de soumettre les pièces à un traitement de finition par meulage après le traitement thermique. De plus, des surfaces de po- ches des deux côtés de l'axe, par exemple parmi les poches de la cage, doivent avoir une certaine précision de surface pour réguler les positions des billes de transmission de couple, alors que le processus de meulage après le traitement thermi- que est parfois supprimé pour simplifier le processus5 d'usinage. Lorsque le processus de meulage est supprimé, les pièces qui présentent de grandes déformations produites par le traitement thermique sont rejetées, ce qui conduit à un taux de rejet plus élevé. La présente invention a pour but de créer un joint homocinétique pour un arbre de transmission de puis- sance qui présente une facilité d'usinage élevée pour des processus tels que le forgeage et la coupe, ainsi qu'une ré- sistance élevée, permettant d'augmenter la résistance du che- min de roulement extérieur d'un joint homocinétique, tout en simplifiant les processus d'usinage pour diminuer le coût de fabrication et augmenter la précision, ainsi que simplifier les processus d'usinage des composants du joint tel que l'élément intérieur, la cage et l'élément tripode, ainsi que de diminuer le coût de fabrication du joint homocinétique. Dans la présente invention, on fabrique un joint homocinétique comprenant un élément extérieur, qui comporte un certain nombre de rainures de guidage formées sur sa cir- conférence intérieure, un élément intérieur comportant un certain nombre de rainures de guidage formées sur sa circon- férence extérieure, des billes de transmission de couple dis- posées dans un certain nombre de pistes de billes formées à partir des rainures de guidage de l'élément extérieur et des rainures de guidage de l'élément intérieur, et une cage qui maintient les billes de transmission de couple, l'un ou l'autre ou les deux de la cage et de l'élément intérieur étant réalisés en acier au graphite soumis à un traitement de trempe austénitique. Dans la présente invention également, on fabrique un joint homocinétique (joint homocinétique de type tripode) comprenant un élément extérieur qui comporte trois rainures de piste formées sur sa circonférence intérieure, et des sur- faces de guidage de galets disposées dans la direction axiale des deux côtés de chaque rainure de piste, un élément tripode qui comporte trois bras s'étendant et faisant saillie radia- lement, ainsi que des galets montés en rotation par l'intermédiaire d'un certain nombre d'éléments de roulement sur les trois bras de l'élément tripode, les galets étant guidés dans la direction axiale de l'élément extérieur au moyen des surfaces de guidage de galets des deux côtés de la rainure de piste, et l'élément tripode étant réalisé en acier au graphite soumis à un traitement de trempe austénitique. Dans la présente invention encore, on fabrique un joint homocinétique comprenant un élément extérieur qui com- porte des rainures de guidage de forme courbe ménagées sur sa circonférence intérieure sphérique, un élément intérieur qui comporte des rainures de guidage de forme courbe ménagées sur sa circonférence extérieure sphérique, des billes de trans- mission de couple disposées dans une piste de billes formée à partir des rainures de guidage de l'élément extérieur et des rainures de guidage de l'élément intérieur, et une cage qui maintient les billes de transmission de couple, le centre des rainures de guidage de l'élément extérieur et le centre des rainures de guidage de l'élément intérieur étant décalés de la même distance des deux côtés opposés dans la direction axiale, par rapport au plan central du joint qui contient les centres des billes de transmission de couple, la piste de billes étant progressivement réduite vers l'ouverture ou ex- trémité intérieure du joint, et les billes de transmission de couple étant pressées élastiquement vers le côté réduit de la piste de billes, tandis que l'élément extérieur est réalisé en acier au graphite soumis à un traitement de trempe austé- nitique. L'" acier au graphite " est un acier au carbone dont les teneurs en cémentite sont transformées en graphite par recuit de graphitisation, de manière à former une struc- ture à deux phases de ferrite et de graphite, cette structure ayant des propriétés favorables telles qu'une facilité d'usinage de coupe élevée du fait de l'inclusion du graphite qui est un élément de coupe libre, et des propriétés avanta- geuses pour le forgeage à froid et le forgeage à chaud du fait de sa malléabilité. Par suite, l'acier au graphite con- serve une facilité d'usinage élevée même lorsqu'il est traité pour inclure une concentration élevée de carbone de manière à augmenter la résistance. La trempe austénitique est un type de processus de durcissement qui utilise la courbe en S du diagramme de phases de l'acier. Il s'agit d'un processus de traitement thermique dans lequel l'acier chauffé dans la zone austéniti- que est immergé dans un bain chaud (bain de sel ou de plombbismuth) maintenu à la température de formation de bainite,10 c'est à dire dans une plage de températures comprises entre les points de transformation Ar' et Ar'' au-dessous du genou de la courbe en S (température la plus basse à laquelle se fait la transformation), puis maintenu dans ce bain jusqu'à ce que la structure de l'acier se transforme complètement en bainite, avant d'être retiré du bain et refroidi jusqu'à la température ambiante. Lorsque l'acier est maintenu à une tem- pérature de bain élevée, il se forme de la bainite supérieure ayant une structure en forme de plume et, à des températures voisines du point Ms, il se forme de la bainite inférieure ayant une structure en forme de bâtonnets. La structure de bainite est fondamentalement un mélange de ferrite et de car- bure de fer qui présente une propriété mécanique considérée comme plus tenace qu'une structure de même dureté obtenue par durcissement et recuit. Lorsque le traitement de trempe austénitique est appliqué à de l'acier au carbone pour augmenter la dureté jusqu'à 50 HRC (dureté Rockwell) ou plus, ce traitement né- cessite une teneur en carbone élevée qui diminue notablement la facilité d'usinage du matériau pour le forgeage et autres processus. Lorsque le traitement de trempe austénitique est appliqué à de l'acier au graphite comme dans le cas de la présente invention, la facilité d'usinage pour le forgeage peut être améliorée du fait de la ductilité (plus faible ré- sistance à la déformation) de l'acier au graphite. Du fait également que le traitement de trempe austénitique produit beaucoup moins de déformation thermique que les autres pro- cessus de durcissement, on peut supprimer le processus de meulage après le traitement thermique. De plus, comme le re- cuit n'est pas nécessaire, on peut rendre le coût du traite- ment thermique inférieur à celui du traitement thermique con- ventionnel (durcissement plus recuit). Par suite, les processus de fabrication des composants du joint homocinéti- que, c'est à dire la cage, l'élément intérieur et l'élément tripode, peuvent être simplifiés de sorte qu'on peut obtenir une réduction du coût pour le joint homocinétique. Comme l'acier au graphite soumis à un traitement de trempe austéni- tique se transforme en structure de bainite, on peut obtenir un matériau tenace de durabilité élevée. Comme acier au graphite tel que décrit ci-dessus, on utilise un matériau contenant, en poids, 0,45 à 0,75 % de C, 0,4 à 2,0 % de Si, 0,2 à 1,0 % de Mn, 0,025 % ou moins de S, 0,02 % ou moins de P, 0,01 à 0,1 % de Al, 0, 001 à 0,004 % de B et 0,002 à 0,008 % de N, comme composants de base, le reste étant constitué de Fe et d'impuretés inévitables. Parmi les éléments décrits ci-dessus, C est un élément indispensable pour la formation de graphite. Lorsque la concentration de C est inférieure à 0,45 %, la dureté de surface obtenue par le traitement thermique devient trop fai- ble pour qu'on obtienne une résistance suffisante. Lorsque la teneur en C est supérieure à 0,75 %, la dureté obtenue par le traitement thermique diminue. Le Si est ajouté comme agent de désoxydation et comme agent d'accélération de graphitisation pendant le pro- cessus de fabrication de l'acier et, en outre, dans le but de renforcer la limite de grains. Lorsque la concentration de Si est inférieure à 0,4 %, il devient difficile de graphitiser le carbure, et l'effet de renforcement de la limite de grains diminue. Lorsque la concentration de Si est supérieure à 2,0 %, la facilité d'usinage à froid (facilité de forgeage et de coupe par usinage au tour) diminue notablement. La teneur en Mn est nécessaire pour fixer le sou- fre inclus dans l'acier sous la forme de MnS, et pour le dif- fuser. Lorsque la concentration de Mn est inférieure à 0,2 %, la capacité de durcissement devient plus faible (on ne peut obtenir une profondeur de durcissement suffisante). Lorsque la concentration de Mn est supérieure à 1,0 %, la graphitisa- tion est notablement entravée et la facilité d'usinage à froid se détériore. S, existant sous la forme d'une inclusion de MnS par collage avec Mn, peut devenir le point de départ de fis- sures pendant l'usinage à froid, de sorte que sa concentra- tion est maintenue à 0,025 % ou moins. La concentration de P, qui précipite dans les limites de grains de l'acier et dimi- nue notablement la facilité d'usinage à chaud, est maintenue à 0,02 % ou moins. Al, utilisé comme agent de désoxydation pour re- tirer l'oxygène inclus dans l'acier en s'oxydant pendant le processus de fabrication de l'acier, et réduisant la taille de particules, est contenu sous une concentration ne descen- dant pas au-dessous de 0,01 %. Comme une concentration d'oxyde élevé diminue la dureté, et comme l'oxyde peut deve- nir le point de départ de fissures pendant l'usinage à froid, sa concentration est maintenue à 0,10 % ou moins. B et N sont ajoutés pour réduire le temps de re- cuit de graphitisation par la génération de BN. Alors que l'addition de B sous une concentration de 0,001 % ou plus est nécessaire pour obtenir un effet suffisant de réduction du temps, l'effet de réduction du temps de recuit de graphitisa- tion atteint un plateau pour une concentration supérieure à 0,004 %. N est ajouté sous une concentration se situant dans la plage de 0,002 % à 0, 008 % inclusivement, pour transformer la teneur en B de 0,001 % à 0,004 % dans BN. L'acier au graphite décrit ci-dessus comprend 0,3 %à 1,0 % en poids inclusivement de Ni et/ou 0,2 % en poids de Mo ajouté à celui-ci. L'addition de Ni augmente la ductilité de la ferrite en améliorant ainsi la facilité d'usinage à froid et la résistance. Une teneur en Ni infé- rieure à 0,3 % est insuffisante pour améliorer la facilité d'usinage à froid et la résistance, alors qu'une teneur en Ni supérieure à 1,0 % diminue notablement la facilité d'usinage au tour. L'addition de Mo améliore la dureté, mais une teneur en Mo supérieure à 0,2 % entrave la graphitisation. On utilise de l'acier au graphite contenant des grains de graphite de diamètres se situant dans la limite de pm. Des grains de graphite de diamètre supérieur à 15 um deviennent les points de départ de fissures et diminuent les performances de forgeage. Les composants du joint décrit ci-dessus sont prévus pour avoir une dureté de 50 à 60 HRC inclusivement, en particulier dans le noyau. Lorsque la dureté du noyau est in- férieure à 50 HRC, on ne peut obtenir un effet suffisant d'amélioration de la résistance. Lorsque la dureté est supé- rieure à 60 HRC, la ténacité diminue. On peut modifier la du- reté du noyau en réglant la température de trempe austénitique et la teneur en carbone de l'acier au graphite. Lorsqu'une moins grande quantité de carbone est incluse dans l'acier au graphite, la température de trempe austénitique doit être abaissée alors que cela peut produire des variations de la dureté de surface après le traitement thermique. Dans ce cas, on forme une couche carburée sur la surface pour augmenter la teneur en carbone de l'acier au graphite, avant l'application de la trempe austénitique. On peut augmenter la dureté de surface jusqu'à par exemple environ 900 Hv, et améliorer la résistance à l'usure, en formant une couche nitrurée par diffusion d'azote dans la couche de surface ayant été soumise au traitement de trempe austénitique. La formation de sulfure (comme par exemple un film de FeS) dans la couche de surface après le traitement de trempe austénitique améliore la lubrification de surface et la stabilité de fonctionnement du joint homocinétique. Le sulfure peut être formé soit directement sur la surface après le traitement de trempe austénitique, soit après la formation de la couche nitrurée sur la surface. La dureté de la surface ayant subi la trempe aus- ténitique est généralement inférieure à celle d'une pièce carburée. Ainsi, on peut améliorer la résistance à l'usure en utilisant une graisse à faible coefficient de frottement, plus précisément une graisse ayant un coefficient de frotte- ment u de 0,07 ou moins, pour remplir l'intérieur du joint homocinétique. Le coefficient de frottement p peut être mesu- ré par le testeur d'usure de frottement de type SAVIN. Selon la présente invention, comme décrit ci- dessus, du fait qu'on utilise le traitement de trempe austé- nitique à la place du traitement de carburation de l'art an- térieur, comme processus de traitement thermique pour la cage, l'élément intérieur et l'élément tripode, il en résulte une moins grande déformation due au traitement thermique. Ce- la permet de simplifier ou de supprimer les processus d'usinage tels qu'un meulage qu'on utilise pour assurer la précision après le traitement thermique, tandis que le taux de rejet devient également plus faible que celui de l'art an- térieur. De plus, les processus doubles de durcissement et de recuit peuvent être intégrés en un seul processus, de sorte que le coût du traitement thermique est réduit. Pour obtenir une durée de HRC50 ou plus tout en appliquant le traitement de trempe austénitique à l'acier au carbone, il faut une te- neur en carbone élevée ce qui diminue à son tour notablement la facilité d'usinage pour le forgeage et l'usinage. Cepen- dant, l'utilisation d'acier au graphite assure une facilité d'usinage élevée pour le forgeage et l'usinage. Par suite, le coût de fabrication du joint homocinétique peut être réduit grâce à la simplification des processus. BREVE DESCRIPTION DES DESSINS La présente invention sera décrite ci-après de manière plus détaillée à l'aide de modes de réalisation re- présentés sur les dessins annexés dans lesquels: - la figure 1 est une vue de côté représentant un tronçon d'un joint homocinétique, comme exemple d'arbre de trans- mission de puissance; - la figure 2 est une vue en coupe représentant un joint homocinétique de type à double décalage, dans sa direc- tion axiale (coupe suivant la ligne A-A de la figure 3); - la figure 3 est une vue en coupe radiale d'un élément ex- térieur du joint homocinétique; - la figure 4A est une vue en coupe représentant un joint homocinétique de type Rzeppa (coupe suivant la ligne A-A de la figure 4B); - la figure 4B est une vue en coupe dans la direction ra- diale; - la figure 5 est une vue en coupe représentant un joint homocinétique de type tripode, dans sa direction axiale; - la figure 6 est une vue en coupe du joint homocinétique dans la direction radiale; - la figure 7 représente les résultats d'un test; - la figure 8 est une vue en coupe d'une cage du joint ho- mocinétique de type à double décalage; - la figure 9 représente les résultats d'un test; - la figure 10A est une vue en coupe transversale d'un joint homocinétique utilisé dans un système de direc- tion; et - la figure 10B est une vue en coupe suivant la ligne B-B de la figure 10A. DESCRIPTION DETAILLEE DES MODES DE REALISATION PREFERENTIELS La figure 1 représente, comme exemple d'arbre de transmission de puissance, un tronçon soudé sous pression 1 pour un joint homocinétique utilisé comme arbre de propulsion ou comme arbre d'entraînement d'une automobile. Le tronçon 1 est réalisé en acier au graphite et comporte une partie den- tée 2 (cannelures ou analogue) formée à une extrémité de ce- lui-ci dans le but de transmettre un couple. Un élément intérieur (chemin de roulement intérieur) du joint homociné- tique est fixé sur la partie dentée 2. Le tronçon 1 comporte une collerette 3 formée à l'autre extrémité dans le but de souder sous pression à celle-ci un tuyau en acier. On utilise de l'acier au graphite contenant des grains de graphite de diamètres se situant dans la limite de pm. Ce type d'acier au graphite peut être fabriqué par exemple par un procédé décrit dans la Demande de Brevet Japo- naise Publiée No. Hei 8-283847. Ainsi, un matériau laminé à chaud est refroidi par de l'eau à une température de départ de refroidissement de Arl ou plus, et à une température de fin de refroidissement de Ms ou moins, avec un taux de re- froidissement moyen se situant dans une plage de 30 à 100 C/s. Ensuite, après avoir été refroidi à l'air, le maté- riau est graphitisé à une température comprise entre 600 et 720 C, puis soumis à un processus de tréfilage, d'étirage ou d'extrusion, avec un rapport de réduction de 30 % ou plus, pour former ainsi une tige d'acier. Dans le processus décrit ci-dessus, la tempéra- ture de départ de refroidissement mesurée sur la surface de la tige d'acier doit être de Arn ou plus, pour qu'apparaissent simultanément une contrainte de transforma- tion de martensite et une contrainte de laminage, et pour que du graphite se forme en un plus grand nombre de sites. La température de fin de refroidissement doit se situer dans la limite de Ms pour obtenir une structure de transformation de martensite et pour que la graphitisation se produise facile- ment. La limite inférieure du taux de refroidissement moyen est réglée à 30 C/s dans le but d'obtenir une structure de transformation de martensite, et de faciliter la graphitisa- tion en maintenant la présence d'une contrainte de travail. La limite supérieure du taux de refroidissement moyen est ré- glée à 100 C/s car un taux de refroidissement supérieur à ce- lui-ci n'augmente pas la transformation de martensite. La température de recuit est réglée dans une plage de 600 à 720 C car la graphitisation prend le minimum de temps dans cette plage de températures. Le processus de tréfilage est effectué après la graphitisation dans le but, en plus d'assurer la rondeur de la tige d'acier et une résistance prédéterminée, de décompo- ser le graphite et de diminuer la taille des vides générés pendant les processus de durcissement et de recuit effectués après le forgeage à froid, en améliorant ainsi la ténacité. En particulier, dans le forgeage à froid, on génère une par- tie non transformée qu'on appelle métal mort. Dans la partie non transformée, le graphite n'est pas décomposé et la taille des vides générés pendant les processus de durcissement et de recuit effectués après le forgeage à froid, est grande, ce qui conduit à une mauvaise ténacité. Par suite, il est néces- saire de décomposer le graphite par le processus de tréfilage avant le forgeage à froid. A ce moment, lorsque le rapport de réduction est inférieur à 30 %, comme le graphite ne peut être complètement décomposé, la taille des vides générés pen- dant les processus de durcissement et de recuit mis en oeuvre * après le forgeage à froid, est grande de sorte que la ténaci- té ne peut être améliorée. La tige d'acier au graphite ainsi obtenue est mise sous la forme d'un tronçon tel que décrit ci-dessus, par forgeage à froid et autres processus, puis soumise à un dur- cissement par induction. Le durcissement par induction est appliqué à la zone A qui comprend la partie cannelée 2 et va jusqu'à la collerette 3. Le durcissement par induction aug- mente jusqu'à 50 HRC ou plus la dureté de surface dans la zone A du tronçon 1. L'effet de la chaleur générée par ce durcissement par induction est prévu pour atteindre le noyau, en générant ainsi une structure à 2 phases de ferrite et de martensite dans le noyau. Alors que le durcissement est de préférence appliqué deux fois pour que le noyau soit traité thermiquement, la structure à 2 phases peut également être formée dans le noyau par un seul processus de durcissement, par exemple en chauffant au moyen d'une alimentation de puis- sance de fréquence plus basse, en chauffant sur une période de temps plus longue dans le cas de la haute fréquence, ou en prenant un temps plus long (temps de retard) après la fin du chauffage venant avant le refroidissement. Lorsque le chauffage par induction est terminé, la pièce est soumise à un recuit et, suivant les besoins, à un usinage de finition tel qu'un meulage, pour terminer ainsi le tronçon 1. La présente invention n'est pas limitée au tron- çon 1 et peut s'appliquer très largement à des arbres de transmission de puissance qui utilisent des joints homociné- tiques, comme par exemple un tronçon soudé ou un arbre (aussi bien creux que plein) relié à un joint homocinétique. Pour vérifier les effets de la présente inven- tion, on a effectué le test décrit ci-après. Un arbre de transmission de couple de 170 mm de longueur et de 30 mm de diamètre d'ébauche réalisé en acier au graphite (C:0,53 %, Si:1,2 %, Mn:0, 4 %, P:0,010 %, S:0,015 %, Al:0,03 %, B:0,0018 %, N:0,0055 %) correspon- dant au code JIS de S53C, à été muni de clavettes de D.P.=32/64 et d'un certain nombre de dents N=30 aux deux ex- trémités, dans un but d'assemblage. Cet arbre a été usiné pour avoir une encoche étagée de 20 mm de diamètre présentant un facteur de concentration de contrainte a = 1,33 au milieu de l'arbre, puis soumis à un durcissement par induction. A5 titre de comparaison, un arbre de la même configuration, réa- lisé en acier au carbone S53C (C:0,53 %, Si:0,25 %, Mn:0,75 %, P:0,015 %, S:0,017 %, Al:0,025 %, Cr:0,10 %) a été soumis à un durcissement par un procédé analogue à ce- lui décrit ci-dessus. Les deux échantillons ont été soumis à un traitement thermique pour obtenir une dureté de surface de 58 à 62 HRC et une profondeur d'enveloppe effective de 2,5 mm. La dureté du noyau de l'arbre a été réglée à environ HRC dans le cas de l'acier au graphite et à 18 HRC dans le cas de l'acier au carbone. Le noyau était réalisé dans une structure métallique contenant de la ferrite et de la marten- site dans le cas de l'acier au graphite ayant une composition équivalente au S53C, et dans une structure métallique conte- nant de la ferrite et de la perlite dans le cas de l'acier au carbone S53C. Un test de résistance à la torsion a été effectué sur ces échantillons. Aussi bien l'acier au graphite que l'acier au carbone présentaient des résistances comparables dans un test de torsion statique, alors que l'acier au gra- phite présentait une résistance supérieure de plus de 5 % à celle de l'acier au carbone dans un test de torsion répétitif à double direction. Une expérience comparative a été effectuée sur des pièces de test réalisées en acier au graphite correspon- dant au code JIS de S45C (C:0,45 %, Si:1,41 %, Mn:0,31%, P:0,015 %, S:0, 010 %, Al:0,027 %, B:0,0014 %, N:0,005 %), et en acier au carbone S45C (C:0,45 %, Si:0,20 %, Nn:0,9 %; P:0,016 %, S:0,015 %, Al:0,025 %, Cr:0,10 %), les deux étant réalisés dans la même configura- tion. Alors que les pièces de test étaient durcies par chauf- fage par induction de la même manière que pour le test précédemment décrit, le traitement thermique était effectué pour obtenir une dureté de surface de 56 à 61 HRC, et une profondeur d'enveloppe effective de 4,0 mm. La dureté du noyau de l'arbre était réglée à environ 28HRC dans le cas de l'acier au graphite, et à 12HRC dans le cas de l'acier au carbone. Le noyau était réalisé pour avoir une structure mé- tallique contenant de la ferrite et de la martensite dans le cas de l'acier au graphite présentant une composition équiva- lente au S45C, et une structure métallique contenant de la ferrite et de la perlite dans le cas de l'acier au carbone S45C. Le test de résistance à la torsion était effectué sur ces échantillons. Aussi bien l'acier au graphite que l'acier au carbone présentaient des résistances comparables dans un test de torsion statique, alors que l'acier au gra- phite présentait une résistance supérieure de plus de 12 % à celle de l'acier au carbone dans un test de torsion répétitif à double direction, et en particulier une résistance supé- rieure de 15 à 20 % dans une zone de faibles charges (cycle de fatigue élevé). Une pièce de test réalisée en acier au graphite correspondant au S45C dans la même configuration, était sou- mise à un traitement thermique deux fois pour obtenir une du- reté de surface de 56 à 61HRC, et une profondeur d'enveloppe effective de 4,0 mm. La dureté du noyau était réglée à envi- ron 28HRC et avait une structure métallique contenant de la ferrite et de la martensite. Une variation de la dureté de surface était réglée à 200Hv ou moins en termes de dureté Vickers. Un test de résistance à la torsion était effectué sur cet échantillon. L'échantillon présentait une résistance supérieure de 10 % à celle de l'acier au graphite soumis à un seul traitement thermique, dans un test de torsion statique. Dans un test de torsion répétitif à double direction, cet échantillon présentait une résistance supérieure de plus de 12 % à celle de l'acier au carbone, de la même manière que pour l'acier au graphite soumis à un seul traitement thermi- que, et en particulier une résistance supérieure de 15 à 20 % dans une zone de faibles charges (cycle de fatigue élevé). Une mesure de la résistance à la compression de surface et un test de fatigue en torsion répétitif à double direction (cycle de fatigue élevé) étaient effectués sur l'acier au graphite correspondant au S45C, sur une pièce de test réalisé dans cet acier au graphite ayant été durci par un réfrigérant constitué d'eau contenant 15 % d'un agent de5 refroidissement soluble dans l'eau, et sur une pièce de test soumise à un martelage après le durcissement par induction. L'acier au graphite correspondant au S45C présentait une con- trainte de compression de surface de 50 kgf/mm, la pièce de test durcie à l'eau présentait une contrainte de 65 kgf/mm, et la pièce de test martelée présentait une contrainte de 97 kgf/mm. La résistance présentée dans le test de fatigue en torsion à double direction était supérieure de 9 % à celle de la pièce de test durcie à l'eau, et supérieure de 20 % à celle de la pièce de test martelée, comparativement à l'acier au graphite correspondant au S45C. La figure 2 et la figure 3 représentant un joint homocinétique à double décalage. Le joint homocinétique com- prend un élément extérieur 1 comportant un certain nombre (par exemple six) de rainures de guidage droites lb formées dans la direction axiale sur une circonférence intérieure cy- lindrique la, un élément intérieur 2 comportant un certain nombre (par exemple six) de rainures de guidage droites 2b formées dans la direction axiale sur une circonférence exté- rieure sphérique 2a, un certain nombre (par exemple six) de billes de transmission de couple 3 disposées dans des pistes de billes formées à partir des rainures de guidage lb de l'élément extérieur 1 et des rainures de guidage 2b de l'élément intérieur 2, et une cage 4 maintenant les billes de transmission de couple 3. La cage 4 est un corps en forme d'anneau comprenant une circonférence extérieure 4a de forme sphérique qui est guidée par la circonférence intérieure la de l'élément extérieur 1 tout en étant en contact avec celui- ci, une circonférence intérieure 4b de forme sphérique qui est guidée par la circonférence extérieure 2a de l'élément intérieur 2 tout en étant en contact avec celui-ci, et un certain nombre (par exemple six) d'évidements 4c qui logent les billes de transmission de couple 3. Le centre de la sphère de la circonférence extérieure 4a et le centre de la sphère de la circonférence intérieure 4b sont décalés de la même distance dans la direction axiale, des deux côtés oppo- sés du centre de l'évidement 4c. Lorsque le joint transmet un couple de rotation avec un angle de fonctionnement 0, la cage 4 tourne vers la position de la bille de transmission de couple 3 qui se dé- place sur la piste de billes suivant l'inclinaison de l'élément intérieur 2, et maintient les billes de transmis- sion de couple 3 dans le plan bissecteur (0/2) de l'angle de10 fonctionnement 0. Ainsi, le joint peut maintenir une vitesse de rotation constante. Lorsque l'élément extérieur 1 et l'élément intérieur 2 effectuent un mouvement relatif dans la direction axiale, un glissement se produit entre la circonfé- rence extérieure 4a de la cage 4 et la circonférence inté- rieure la de l'élément extérieur 1, ce qui permet d'obtenir un mouvement doux dans la direction axiale (plongeante). La cage 4 est réalisée en acier au graphite et en particulier en acier au graphite contenant des grains de gra- phite de diamètres se situant dans les limites de 15 pm. Un acier au graphite ayant une taille de grains de graphite dans la limite de 15 pm peut être fabriqué par le procédé décrit par exemple dans la Demande de Brevet Japonaise Publiée No.Hei 8-283 847 de la même manière que pour le cas précédem- ment décrit. La tige réalisée en acier au graphite est formée par forgeage pour prendre la forme de l'élément extérieur 1 représenté à la figure 2 et à la figure 3. La température de forgeage est réglée à la température de transformation A1 (approximativement 730 C) ou au-dessous, de manière à empê- cher la cémentite de précipiter dans la structure de l'acier au graphite. Cela produit le maintien de l'état à 2 phases de ferrite et de graphite dans la peau forgée (par exemple le fond lcl de l'embouchure lc) qui reste dans l'élément exté- rieur. Un durcissement par induction est appliqué à l'acier au graphite ayant été forgé pour prendre la forme prédéterminée. L'effet de la chaleur générée par ce durcisse- ment par induction est amené à atteindre non seulement le noyau de l'élément extérieur 1, et plus précisément le noyau de l'embouchure cylindrique lc, mais encore le noyau de l'arbre ld, en générant ainsi une structure à deux phases de ferrite et de martensite dans ces noyaux. Alors que le dur- cissement est de préférence appliqué deux fois pour traiter thermiquement le noyau, la structure à 2 phases peut égale- ment être formée dans le noyau par un seul processus de dur- cissement, par exemple en chauffant au moyen d'une alimentation de puissance de fréquence plus basse, en chauf- fant sur une période de temps plus longue dans le cas de la fréquence élevée, ou en prenant un temps plus long (temps de retard) après la fin du chauffage venant avant le refroidis- sement. Grâce à ce processus de durcissement, le noyau de la partie cannelée ldl est durci jusqu'à environ 25 à 45HRC. Lorsque le durcissement par induction est termi- né, la pièce est soumise à un recuit et, suivant les besoins, un usinage de finition tel qu'un meulage est appliqué à la circonférence intérieure la et à la rainure de guidage lb pour assurer la précision, ce qui termine l'élément extérieur 1. Comme décrit ci-dessus, lorsqu'on utilise l'acier au graphite comme matériau pour fabriquer l'élément extérieur 1, la facilité d'usinage au forgeage, aussi bien dans un pro- cessus à froid que dans un processus à chaud, peut être amé- liorée du fait de la ductilité élevée. De même, comme le matériau peut être forgé avec une précision élevée, la tolé- rance d'extraction par meulage pour le processus de meulage ultérieur peut être diminuée, ce qui conduit à une réduction de la durée du cycle et du travail nécessaire pour jeter les copeaux. De plus, on peut supprimer le processus de meulage pour la circonférence intérieure la ou pour la rainure de guidage lb ou même, dans certains cas, les supprimer tous les deux. Cela réduit notablement le coût de fabrication par sim- plification des processus. Comme l'acier au graphite contient du graphite qui est un élément de coupe libre et peut bien se couper, la précision d'usinage au tour peut être améliorée et le coût de meulage peut être réduit. En outre, l'effet de la chaleur produite par le durcissement par induction non seule- ment durcit la couche de surface mais encore atteint le noyau pour former une structure à deux phases de ferrite et de mar- tensite dans le noyau. En conséquence, la contrainte de com- pression résiduelle reste sur la surface, ce qui donne une5 ténacité plus élevée et une résistance élevée contre la fati- gue. La présente invention n'est pas limitée au joint homocinétique de type à double décalage décrit ci-dessus, et peut s'appliquer très largement à des joints homocinétiques tels que le joint homocinétique de type Rzeppa (joint à billes fixes) et le joint homocinétique de type tripode. A titre d'exemple, on décrira brièvement ci-après la structure d'un joint homocinétique. La figure 4A et la figure 4B représentent le joint homocinétique de type Rzeppa. Ce joint homocinétique comprend un élément extérieur 1 comportant un certain nombre (normalement six) de rainures de guidage courbes lb formées dans la direction axiale sur une circonférence intérieure sphérique la, un élément intérieur 2 comportant un certain nombre (normalement six) de rainures de guidage courbes 2b formées dans la direction axiale sur une circonférence exté- rieure sphérique 2a, un certain nombre (normalement six) de billes de transmission de couple 3 disposées dans des pistes de billes formées par les rainures de guidage lb de l'élément extérieur 1 et par les rainures de guidage 2b de l'élément intérieur 2, ainsi qu'une cage 4 qui maintient les billes de transmission de couple 3. Le centre A des rainures de guidage lb de l'élément extérieur 1 et le centre B des rainures de guidage 2b de l'élément intérieur 2 sont décalés de la même distance dans la direction axiale, des deux côtés opposés du plan cen- tral du joint qui contient les centres des billes de trans- mission de couple 3. En conséquence, la piste de billes présente une forme de coin qui est plus large du côté de l'ouverture et se réduit progressivement vers le cô- té intérieur. Les centres des deux sphères de la circonfé- rence intérieure la de l'élément extérieur 1 et de la circonférence extérieure 2a de l'élément intérieur 2, qui constituent la face de guidage de la cage 4, correspondent au plan central O du joint. Lorsque l'élément extérieur 1 et l'élément intérieur 2 effectuent un déplacement angulaire de 0, les billes de transmission de couple 3 guidées par la cage 4 sont toujours maintenues dans le plan bissecteur (0/2) de l'angle 0 pour n'importe quel angle 0, de sorte qu'on peut maintenir une vitesse de rotation constante du joint. Dans ce joint homocinétique, l'élément extérieur 1 peut également être soumis à un durcissement par induction de l'acier au graphite, ce qui durcit la surface et génère la structure à 2 phases de ferrite et de martensite dans le noyau. Les autres aspects de la structure, de la procédure de fabrication, des fonctions et des effets sont analogues à ceux du mode de réalisation représenté à la figure 2 et à la figure 3, de sorte que leur description ne sera pas reprise. La figure 5 et la figure 6 représentent le joint homocinétique de type tripode. Ce joint homocinétique com- prend un élément extérieur 1 comportant trois rainures de piste 6 formées sur la circonférence intérieure, et des sur- faces de guidage de galets 6a disposées dans la direction axiale des deux côtés de chaque rainure de piste 6, un élé- ment tripode 7 comportant trois bras 7a s'étendant et faisant saillie radialement, ainsi que des galets 9 montés en rota- tion par l'intermédiaire d'un certain nombre d'éléments de roulement, tels que par exemple des rouleaux à aiguilles 8, sur les trois bras 7a de l'élément tripode 7. Les galets 9 s'adaptent respectivement sur les surfaces de guidage de ga- lets 6a situées des deux côtés de la rainure de piste 6. Lorsque les galets 9 se déplacent en roulant sur les surfaces de guidage de galets 6a tout en tournant autour de l'axe des bras 7a, le déplacement axial relatif et le déplacement angu- laire entre l'élément extérieur 1 et l'élément tripode 7, sont guidés doucement. En même temps, lorsque l'élément exté- rieur 1 et l'élément tripode 7 transmettent le couple de ro- tation tout en prenant l'angle de fonctionnement prédéterminé, le déplacement axial de chaque bras 7a par rap- port à la surface de guidage de galets 6a du fait du change- ment de phase de rotation à ce moment, peut être guidé douce- ment. Dans ce joint homocinétique, l'élément extérieur 1 peut également être soumis à un durcissement par induction de l'acier au graphite, pour durcir ainsi la surface et géné- rer la structure à 2 phases de ferrite et de martensite dans le noyau. D'autres aspects de la structure de la procédure de fabrication, des fonctions et des effets, sont analogues à ceux du mode de réalisation représenté à la figure 2 et à la figure 3, de sorte que leur description ne sera pas reprise. Certains des joints homocinétiques de type tri- pode ont une configuration telle que les galets 9 sont cons- titués de deux types de galets, à savoir des galets intérieurs et des galets extérieurs, de manière à réduire la poussée induite, et l'on utilise un mécanisme d'inclinaison tel qu'il permette une inclinaison entre les galets exté- rieurs et le bras 7a. La présente invention peut également s'appliquer à ce type de joint homocinétique. Pour déterminer le type de graisse qui convient au joint homocinétique de la présente invention, on a mesuré l'usure de surface avec divers types de graisses, au moyen du testeur d'usure de frottement de type SAVIN. L'usure (durabilité) a été évaluée en termes de quantité d'usure de la rainure de guidage lb de l'élément ex- térieur 1 du joint à billes fixe. L'élément extérieur a été fabriqué en appliquant un forgeage à froid à de l'acier au graphite (C:0,59 %, Si:0,8 %, Mn:0,4 %, P:0,020 %, S:0,013 %, B:0,0015 %, N:0,0030 %, Al:0,015 %), en lui appliquant un durcissement par induction puis en meulant la rainure de guidage. La quantité d'usure de la rainure de gui- dage a été mesurée après avoir fait fonctionner le joint ho- mocinétique ci-dessus à une vitesse de rotation de 230 tours/minute sous un couple de charge de 834 N.m (85 kgf.m) avec un angle de fonctionnement 0=6 , pendant 50 heu- res. Le coefficient de frottement p de la graisse a été mesu- ré après avoir fait fonctionner le testeur d'usure de frottement de type SAVIN à une vitesse périphérique de 108 m/min, sous une charge de 12,7N (1,3kgf) pendant 10 minu- tes. Les résultats du test sont indiqués à la figure 7. Dans cette figure, O indique une petite quantité d'usure et A indique une grande quantité d'usure. La figure 7 montre qu'une graisse contenant un épaississeur de type Urée, en particulier une graisse présen- tant une valeur de p ne dépassant pas 0,070, est efficace pour améliorer la résistance à l'usure. Comme représenté dans le dessin agrandi de la fi- gure 8, la cage 4 du joint homocinétique de type à double dé- calage représenté à la figure 2, est un corps en forme d'anneau comprenant la circonférence extérieure 4a de forme sphérique qui est guidée par la circonférence intérieure la de l'élément extérieur 1 tout en faisant contact avec celle- ci, la circonférence intérieure 4b de forme sphérique qui est guidée par la circonférence extérieure 2a de l'élément inté- rieur 2 tout en faisant contact avec celle-ci, et un certain nombre (par exemple six) d'évidements 4c qui logent les billes de transmission de couple 3. Des deux côtés de chaque évidement 4c, dans la direction circonférentielle, on prévoit des parties de piliers 4d et une entrée 4e d'un côté, dans la direction axiale, pour incorporer l'élément intérieur 2. Le centre de la sphère de la circonférence extérieure 4a et le centre de la sphère de la circonférence intérieure 4b sont décalés de la même distance dans la direction axiale, par rapport aux côtés opposés du centre de l'évidement 4c. La cage 4 est réalisée en acier au graphite, en particulier un acier présentant une taille de grains de gra- phite se situant dans la limite de 15 pm. Un acier au gra- phite présentant une taille de grains de graphite se situant dans la limite de 15 pm peut être fabriqué par le procédé dé- crit par exemple dans la Demande de Brevet Japonaise Publiée No.Hei 8283847, de la même manière que celle précédemment décrite. Cette tige d'acier réalisée en acier au graphite est soumise à un usinage de finition, après avoir mis en forme la cage représentée à la figure 8, par un forgeage à froid ou analogue, en appliquant un traitement de trempe aus- ténitique comme traitement thermique et, suivant les besoins, une opération d'usinage telle que par exemple un meulage de la circonférence extérieure 4a et de la circonférence inté- rieure 4b, pour assurer la précision. Les conditions du trai- tement de trempe austénitique peuvent être celles d'un chauffage à 880 pendant 1,5 heure dans un four, suivi d'un maintien à une température de 305 C pendant deux heures dans un four à bain de sel. Lorsque l'acier est traité dans ces conditions, on obtient une structure de bainite inférieure. Lorsqu'on utilise l'acier au graphite comme maté- riau pour fabriquer la cage 4, la facilité d'usinage au for- geage, aussi bien dans un traitement à froid que dans un traitement à chaud, peut être améliorée du fait de la ducti- lité élevée. De même, comme le traitement de trempe austéni- tique utilisé à la place de la carburation conventionnelle conduit à une moins grande déformation thermique produite par le traitement thermique, on peut supprimer un meulage ou au- tre opération d'usinage servant à obtenir la précision re- quise après le traitement thermique. Par exemple, on peut supprimer le meulage des surfaces d'évidement 4cl situées des deux côtés de l'évidement 4c dans la direction axiale, après le traitement thermique, tandis qu'une moins grande déforma- tion thermique est produite du fait du traitement thermique, en conduisant ainsi à un taux de rejet inférieur à celui du processus conventionnel. Le meulage de la circonférence exté- rieure 4a et de la circonférence intérieure 4b après le trai- tement thermique peut être limité aux zones dans lesquelles ces composants font contact avec l'élément extérieur 1 et l'élément intérieur 2 ou même, dans certains cas, peut être complètement supprimé. De plus, comme la structure de l'acier au graphite est transformée en bainite par le traitement de trempe austénitique, on peut obtenir un matériau extrêmement dur présentant une meilleure durabilité. La dureté du noyau après le traitement de trempe austénitique se situe de préfé- rence dans une plage de 50HRC à 60HRC, ce qui assure une ré- sistance à l'usure et une ténacité satisfaisantes. Il est préférable de former une couche nitrurée ou un film de FeS (sulfure) sur la surface. La formation de la couche nitrurée contribue à améliorer la résistance à l'usure, et celle du film de FeS améliore la lubrification. Un film de FeS peut également être formé sur une couche ni- trurée. Bien que la formation de la couche nitrurée rende la surface moins conformable à une partie correspondante, du fait de l'augmentation de la dureté de surface entravant ain- si la lubrification, la formation d'une couche de sulfure telle qu'un film de FeS sur la couche nitrurée rétablit une bonne lubrification. Lorsqu'une moins grande teneur en carbone (voi- sine de 0,45 %) est incluse dans l'acier au graphite, la tem- pérature du traitement de trempe austénitique doit être abaissée, bien que cela puisse produire des variations de la dureté de surface après le traitement thermique. Dans ce cas, un traitement de carburation (microcarburation) peut être ap- pliqué à l'acier au graphite pour former une couche microcar- burée sur la couche de surface avant l'application du traitement de trempe austénitique. La carburation augmente la teneur en carbone de la couche de surface, de sorte que la température du bain chaud pendant le traitement de trempe austénitique peut être augmentée, ce qui permet d'obtenir une dureté de surface uniforme. Bien que la cage 4 soit prise comme exemple dans la description ci-dessus, l'élément intérieur 2 peut égale- ment être fabriqué par une procédure analogue. Ainsi, après que l'élément intérieur 2 réalisé en acier au graphite ait été forgé pour prendre sa forme, on applique un traitement de trempe austénitique pour former une structure de bainite. Dans ce cas, un traitement (carburation, etc) appliqué avant le traitement de trempe austénitique et les processus venant après la trempe austénitique (comme par exemple un meulage et la formation d'une couche nitrurée ou de sulfure) peuvent être effectués de la même manière que dans le cas de la cage 4. Dans le joint homocinétique de type Rzeppa repré- senté à la figure 4A et à la figure 4B, l'élément intérieur 2 et la cage 4 peuvent également être réalisés en acier au gra- phite ayant subi une trempe austénitique. Un traitement (car- buration, etc) avant le traitement de trempe austénitique et des processus venant après la trempe austénitique (comme par5 exemple un meulage et la formation d'une couche nitrurée ou de sulfure) peuvent également être effectués suivant les be- soins. Dans le joint homocinétique de type tripode re- présenté à la figure 5 et à la figure 6, l'élément tripode peut également être réalisé en acier au graphite ayant subi une trempe austénitique. Le traitement (carburation, etc) avant le traitement de trempe austénitique et les processus après la trempe austénitique (tels qu'un meulage et la forma- tion d'une couche nitrurée ou de sulfure) peuvent également être effectués suivant les besoins. Certains des joints homo- cinétiques de type tripode ont une configuration telle que les galets 9 sont constitués de deux types de galets, à sa- voir des galets intérieurs et des galets extérieurs, dans le but de réduire la poussée induite, tandis qu'un mécanisme d'inclinaison est prévu pour permettre une inclinaison entre les galets extérieurs et le bras 7a. La présente invention peut également s'appliquer à ce type de joint homocinétique. La figure 10A et la figure 0lB représentent un joint homocinétique de type fixe, de préférence pour des ap- * plications dans lesquelles un jeu de rotation est indésira- ble, comme par exemple dans un système de direction d'une automobile. La présente invention peut également s'appliquer à ce type de joint homocinétique. Ce joint homocinétique comprend un élément exté- rieur 1 comportant par exemple trois rainures de guidage courbes lb formées dans la direction axiale sur une circonfé- rence intérieure sphérique la, un élément intérieur 2 compor- tant par exemple trois rainures de guidage courbes 2b formées dans la direction axiale sur une circonférence extérieure sphérique 2a, des billes de transmission de couple 3 (au nom- bre de trois par exemple) disposées dans la piste de billes formée à partir des rainures de guidage lb de l'élément exté- rieur 1 et des rainures de guidage 2b de l'élément intérieur 2, une cage 4 qui maintient les billes de transmission de couple 3, et un moyen élastique 5 interposé entre la circon- férence extérieure 2a de l'élément intérieur 2 et la circon- férence intérieure 4a de la cage 4.5 L'élément extérieur 1 présente une forme de cou- pelle ouverte à l'une de ses extrémités, et comporte, à son autre extrémité, un arbre non représenté réalisé d'un seul tenant avec celui-ci ou sous la forme d'un arbre séparé soudé à celui-ci par des moyens appropriés. Le centre A de la rai- nure de guidage lb est décalé d'une distance prédéterminée dans la direction axiale, par rapport au centre de courbure O de la circonférence intérieure sphérique la (vers l'intérieur du joint dans le présent mode de réalisation). L'élément in- térieur 2 et la partie d'arbre 2c sont formés d'un seul te- nant l'un avec l'autre. Cette configuration est utilisée en considération de la réduction du nombre de pièces et du temps de main d'oeuvre nécessaire pour le montage. Le centre B de la rainure de guidage 2b est décalé d'une distance prédéterminée dans la direction axiale, par rapport au centre de courbure O de la circonférence extérieure sphérique 2a (vers l'ouverture du joint dans le présent mode de réalisation). La grandeur du décalage de la rainure de guidage 2b est la même que la gran- deur du décalage de la rainure de guidage lb de l'élément ex- térieur 1, bien que les sens des décalages soient opposés (vers l'intérieur pour la rainure de guidage lb et vers l'ouverture pour la rainure de guidage 2b). La cage 4 com- porte trois évidements en forme de fenêtres 4b qui logent les billes de transmission de couple 3. La circonférence inté- rieure 4a de la cage 4 a une forme cylindrique dans une zone située du côté de l'ouverture, et une forme conique dans une zone intérieure. La forme de la zone intérieure peut égale- ment être sphérique ou cylindrique. La circonférence exté- rieure 4c de la cage 4 est sphérique (centre de courbure O). Dans ce joint homocinétique, le centre A de la rainure de guidage lb de l'élément extérieur 1 et le centre B de la rainure de guidage 2b de l'élément intérieur 2, sont décalés de la même distance dans la direction axiale, par rapport aux côtés opposés du plan central O du joint qui com- prend les centres des billes 3. Par suite, la piste de billes formée par la rainure de guidage lb et la rainure de guidage 2b présente une forme de coin qui est plus large vers l'intérieur et diminue progressivement vers l'ouverture (bien qu'elle puisse au contraire être progressivement réduite vers l'intérieur). Comme la circonférence extérieure 2a de l'élément intérieur 2 est poussée par la force élastique du moyen élastique 5 vers le côté opposé (vers l'intérieur) de la direction de décalage (côté d'ouverture) du centre B de la rainure de guidage 2b, les billes de transmission de couple 3 sont pressées vers la partie réduite de la piste de billes, de sorte que le jeu entre les billes de transmission de cou- ple 3 et les rainures de guidage lb, 2b des éléments inté- rieur et extérieur 1, 2, diminue. Par suite, les billes de transmission de couple 3 reçoivent une pression prédéterminée dans la direction axiale, ce qui supprime le jeu de rotation (jeu dans la direction circonférentielle). Dans ce joint homocinétique, son élément exté- rieur 1 et son élément intérieur 2 peuvent également être réalisés en acier au graphite ayant été soumis à une trempe austénitique. Le traitement (carburation, etc) avant le trai- tement de trempe austénitique et dans les processus venant après la trempe austénitique (tels qu'un meulage et la forma- tion d'une couche nitrurée ou de sulfure), peuvent également être effectués suivant les besoins, de la même manière que dans le cas précédemment décrit. Pour déterminer le type de graisse qui convient pour le joint homocinétique de la présente invention, on a mesuré l'usure de surface avec divers types de graisse, au moyen du testeur d'usure de frottement de type SAVIN, en con- formité avec la norme JIS. L'usure a été évaluée en termes de quantité d'usure de la surface de piste du chemin de roulement inté- rieur (élément intérieur) du joint homocinétique de type à double décalage. Le chemin de roulement intérieur a été fa- briqué en appliquant un forgeage à froid à de l'acier au gra- phite (C:0,59 %, Si:0,8 %, Mn:0,3 %, P:0,020 %, S:0,013 %, B:0,0015 %, N:0,0030 %, Al:0,015 %), et en ap- pliquant une opération d'usinage suivie d'un traitement de trempe austénitique puis d'un meulage de la surface sphérique extérieure. La dureté de surface a été réglée à 55HRC. La quantité d'usure de la surface de piste a été mesurée après5 avoir fait fonctionner le joint homocinétique à une vitesse de rotation de 1700 touts/minute sous un couple de charge de 206 N.m (21 kgf.m) avec un angle de fonctionnement 0 = 6 , pendant 600 heures. Le coefficient de frottement p de la graisse a été mesuré après avoir fait fonctionner le testeur10 d'usure de frottement à une vitesse périphérique de 108 m/min sous une charge de 12,7 N (1,3 kgf) pendant 10 minutes. Les résultats du test sont indiqués dans la fi- gure 9. Dans cette figure, O indique une petite quantité d'usure et A indique une grande quantité d'usure. La figure 9 montre qu'une graisse contenant un épaississeur de type Urée, en particulier une graisse ayant une valeur de p ne dépassant pas 0,070 est efficace pour ré- duire l'usure et améliorer la résistance à l'usure. R E V E N D I C A T I ON S 1 ) Joint homocinétique, caractérisé par un élément extérieur (1) comportant trois rainures de piste (6) formées sur sa circonférence intérieure, et des surfaces de guidage de galets (6a) disposées dans la direction axiale des deux côtés de chaque rainure de piste (6), un élément tripode (7) comportant trois bras (7a) s'étendant et faisant saillie radialement, et des galets (9) montés en rotation par l'intermédiaire d'un certain nombre d'éléments de roulement (8) sur les trois bras (7a) de l'élément tripode (7), les ga- lets (9) étant guidés dans la direction axiale de l'élément extérieur (1) par les surfaces de guidage de galets (6a) si- tuées des deux côtés de la rainure de piste (6), l'élément tripode étant en acier au graphite soumis à une trempe austénitique. 2 ) Joint homocinétique selon la revendication 1, caractérisé en ce que l'acier au graphite contient, en poids, 0,45 à 0,75 % de C, 0,4 à 2,0 % de Si, 0,2 à 1,0 % de Mn, 0,025 % ou moins de S, 0,02 % ou moins de P, 0, 01 à 0,1 % de Al, 0,001 à 0,004 % de B et 0,002 à 0,008 % de N, comme composants de base, le reste étant constitué de Fe et d'impuretés inévitables. 3 ) Joint homocinétique selon la revendication 2, caractérisé en ce que l'acier au graphite contient 0,3 à 1,0 % en poids de Ni et/ou 0,2 % en poids ou moins de Mo ajouté à celui-ci. 4 ) Joint homocinétique selon la revendication 1, caractérisé en ce que la taille des grains de graphite de l'acier au graphite est réglée à 15 pm ou moins. ) Joint homocinétique selon la revendication 2, caractérisé en ce que la dureté de son noyau est réglée dans une plage allant de 50 à 60HRC. ) Joint homocinétique selon la revendication 2, caractérisé en ce qu' on forme une couche carburée sur sa surface avant de lui ap- pliquer la trempe austénitique. ) Joint homocinétique selon la revendication 2, caractérisé en ce qu' on forme une couche nitrurée sur sa surface après lui avoir appliqué la trempe austénitique. ) Joint homocinétique selon la revendication 2, caractérisé en ce qu' on forme un sulfure sur sa surface après lui avoir appliqué la trempe austénitique. ) Joint homocinétique selon la revendication 2, caractérisé en ce qu' on utilise une graisse ayant un coefficient de frottement u de 0,07 ou moins.