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

3.1 Caractérisation de l’amorçage en fretting 81
glissement partiel. Ces résultats sont cohérents avec une analyse oligocyclique de
type loi de Basquin (voif fig. 3.10) et une régression sur les 3 seuils d’amorçage
donne la loi suivante :
Q ∗ c = 708 × N −0,112 (3.13)
A partir d’environ un million de cycle, il y a un effet de saturation pour un seuil
de fissuration Q ∗ c = 170 N/mm. On peut remarquer que ce seuil est nettement
supérieur à celui donnée par le point de première plastification avec le critère de
Von Mises P Y et que la loi d’amorçage ne semble pas converger vers cette valeur
lorsque N → +∞. On peut penser que c’est la capacité d’écrouissage du matériau
qui va fixer cette limite plutôt qu’une valeur de première plastification. On peut
Seuil critique d’amorçage Q ∗ c
250
200
150
100
◽
seuils de fissuration
◽
zone de
non fissuration
Q ∗ c = 807 × N −0,112
0 200 400 600 800 1000 1200
Nombre de cycles de fretting N × 1000
◽
Fig. 3.10: Influence du nombre de cycles de fretting sur l’amorçage
donc représenter la condition d’amorçage dans l’espace complet de chargement
(P, Q ∗ , N) (fig. 3.11), en supposant que la courbe de la figure 3.10 se translate
selon celle de la fig. 3.8; ou autrement dit que les effets de P et de N sur le seuil
d’amorçage sont indépendants l’un de l’autre.
Conclusion sur l’amorcage en contact lisse
Dans cette partie, on s’est attaché à déterminer aussi précisément que possible
les conditions d’amorçage de fissures en glissement partiel pour un contact de
fretting 2024A vs. 7075T6. Le choix d’un état de surface relatif aussi «propre»
que possible a été fait pour bien maîtriser les conditions de contact. Une méthodologie
classique issue de la littérature, consistant en une analyse dans le repère
(P, δ ∗ ), a été modifiée pour mieux correspondre à la configuration cylindre/plan.