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

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3.1 Caractérisation de l’amorçage en fretting 85 R 1 . Les différences importantes en termes de force tangentielle seuil, nécessaire à l’amorçage de fissures de fretting, peuvent être expliquées en considérant non plus les paramètres de chargements extérieurs au contact (P, Q ∗ ), mais des paramètres intrinsèques, plus représentatif de l’état de chargement local moyen. En effet, l’observation des traces de fretting après essai (voir fig. 3.15), montre très clairement que pour des conditions de chargement identiques, la surface de contact varie en fonction de la rugosité du contre-corps. Ceci impose bien évidemment des conditions de chargement à l’intérieur du contact, différentes en fonction de la surface effectivement impliquée dans le contact des deux solides. Dans ce qui va suivre, la notion d’aire effective de contact est introduite dans l’idée de rationaliser l’effet de la rugosité sur la condition d’amorçage des fissures. Definition de l’aire effective de contact D’abord dévelopée par Greenwood [88], l’aire effective de contact S eff est simplifiée dans notre cas du fait du contact entre un échantillon poli et un contre-coprs possédant une rugosité unidimensionelle. S eff se définit simplement comme la somme des micro-rectangles de contact dus à l’indentation du plan poli par le contre-corps. Cette définition est encore simplifiée en la remplacant par 2a×L eff où L eff est la some des micro-longueurs de contact mesurées dans la direction médiane du contact (voir schéma explicatif de la figure 3.16). Cette définition très schématique n’est bien sûr valable que dans le cas d’un contact bien aligné; elle sera néanmoins utilisée dans ce qui suit. L’étape suivante est de quantifier précisément l’influence de F N et F T sur L eff . Les longueurs effectives de contact ont été mesurées pour un grand nombre d’essais par analyse d’images à partir de micrographies optiques des traces de fretting, et tracées en fonction de F N et F T sur la figure 3.17a et 3.17b respectivement 2 . Les résultats montrent une influence négligeable de l’effort tangentiel, si bien que L eff est principalement contrôlée par la force normale; une dépendance linéaire avec celle-ci étant observée. on note que la pente horizontale obtenue pour R 1 montre dans ce cas, que la rugosité est assez faible pour que S eff = S dans les conditions de force normale testées. On note également sur la fig. 3.17b, une pente plus élevée pour R 2 que pour R 3 . Cette observation est en accord avec l’idée intuitive qu’une surface permettra d’indenter un solide d’autant plus facilement qu’elle sera plus rugueuse. Malgré cela, l’explication n’est pas triviale car, les aspérités de R 2 sont moins profondes mais bien plus nombreuses que celles de R 3 (cf. fig. 2.12). Une analyse mécanique plus poussée est donc requise ici pour justifier plus précisément ce comportement expérimental. Cela montre par 2 les barres d’erreur ont été ajoutées en considérant une erreur d’un pixel sur chaque microlongueur
86 Etude de la fissuration sous chargement de fretting et de fatigue Fig. 3.15: Micrographies optiques de la surfaces des échantillons après essai de fretting avec les différents contre-corps; a) cylindre R1, F N = 1400N et F T = 500N b) cylindre R2, F N = 800N et F T = 400N c) cylindre R3, F N = 600N et F T = 450N. ailleurs les limites de la description de la rugosité avec les seuls paramètres R a et R t (voir par exemple [89] pour une discussion sur le sujet).
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