Identification des mécanismes de fissuration dans un alliage d ...

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3.1 Caractérisation de l’amorçage en fretting 77 Force normale [N/mm] 700 600 500 400 300 200 100 aucune fissure observée • • • • • • • • • • • • 0 0 10 20 30 40 50 Débattement δ ∗ [µm] • • • fissure observée l > 5µm • • • régime de glissement total Fig. 3.7: Frontière expérimentale d’amorcage en débattement pour N=50000 cycles. montre ses limites avec un contact cylindre/plan. En effet, cette approche est très utile lorsqu’on analyse et compare les régimes de glissement mais dépend malheureusement de la compliance de l’essai. D’une manière générale, on a : δ(t) }{{} mesuré par l’extensomètre = δ c (t) }{{} imposé aux surfaces en contact + δ a (t) }{{} accomodation du système = C s × Q(t) (3.4) avec δ c (t) = C C × Q(t) (3.5) C C est la compliance de contact, dépendante des propriétés élastiques des matériau et du rayon de contact. Malheureusement s’il existe une valeur théorique pour un contact sphère/plan, ce n’est pas le cas pour la configuration cylindre/plan. Dans cette configuration, il n’est donc pas possible de s’affranchir des effets liés au montage et aux échantillons. En particulier, les différences d’alignement du contact d’un essai à l’autre introduisent des différences de compliance et perturbent l’analyse dans une représentation (P, δ ∗ ). Pour palier à ce problème, une autre représentation est adoptée : en fonction de l’effort tangentiel mesuré au cours de l’essai. Cette force est transmise directement par l’intermédiaire du vérin et ne dépend pas de la compliance du montage. L’adoption de cette représentation s’inscrit dans la logique de l’étude où différents contre-corps avec plusieurs états de surface sont utilisés ainsi que différentes formes d’échantillons (voir fig. 2.20). Dans la suite, les résultats seront systématiquement présentés dans le repère de chargement (P, Q ∗ ). Les résultats
78 Etude de la fissuration sous chargement de fretting et de fatigue de la figure précédente sont retracés dans ce repère sur la figure 3.8. L’analyse de la figure 3.8 fait apparaître un seuil d’amorcage en force tangen- 700 ◽ ◽ ◽ ◽ Force normale linéaire [N/mm] 600 500 400 300 200 100 zone de non endommagement pas de fissure observée fissure observée ◽ ◽ ◽ ◽ ◽ ◽ ◽ ◽ ◽ ◽ ◽ ◽ ◽ ◽ zone de fissuration transition de glissement 0 0 100 200 300 400 500 Force tangentielle linéaire [N/mm] Fig. 3.8: Frontière expérimentale d’amorcage en fretting pour N=50000 cycles, contact : plan Al2024 vs. cylindre Al7075 (R=49mm). tielle indépendant de la force normale dans le domaine étudié. Ce résultat est en accord avec des études précédentes au laboratoire ainsi qu’avec un mode d’amorcage piloté par la contrainte de cisaillement induite par le contact. Il est intéressant d’analyser un peu plus précisément les conditions de contrainte sous le contact pour trouver une première justification à ces observations expérimentales. Interprétation Les paramètres de chargement d’un essai de fretting ne permettent pas de connaître directement les conditions de sollicitation que subit le matériau sous la surface. Dans le cas du contact cylindre plan, si on suppose un chargement linéique sur un massif semi-infini, le problème se réduit à l’étude d’un contact bi-dimensionel. Il est alors possible, en considérant une analyse élastique du problème, de calculer le tenseur des contraintes en n’importe quel point du contact sous l’effet du chargement normal et tangentiel de fretting. On retiendra que : ( ) 1/2 PR a = 2 (3.6) πE ∗ Avec P la charge normale par unité de longueur, R le rayon du cylindre et E ∗ le module d’Young effectif. On a de plus, les relations suivantes en introduisant la
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