Les trajets des fissurations des éprouvettes testées sous les différents chargements multiaxiaux à l’état usiné et à l’état colmaté ont été analysés. Nous n’avons pas pu établir un lien entre la nature du chargement et le sens du trajet de fissuration ; la figure IV.28 illustre le trajet de fissuration autour du site d’amorçage pour deux chargements de traction-torsion sous différentes valeurs de λ (λ =0.47 et 2.75). En revanche, pour les essais uniaxiaux, le plan de propagation de fissures à l’échelle macroscopique est orienté respectivement à 45° et 0° en traction et en torsion.
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Figure IV. 28 : Trajet de fissuration de deux éprouvettes testées en traction-torsion sous les mêmes rapports de contrainte, a) λ =2.75, b) a) λ =0.47
IV.7. Conclusions
Les résultats obtenus sous chargement multiaxial pour les éprouvettes usinées ont montré que, dans tous les cas de chargements, une fissure unique s’amorçait à partir d’une particule intermétallique Al9FeNi confirmant ainsi le rôle essentiel de ces particules en l’absence d’un
traitement d’anodisation. D’autre part, les effets des contraintes moyennes de traction et de torsion ont été confirmés. Sous chargement bi-axial de traction-torsion, les quelques essais réalisés en conditions de déphasage indiquent que l’alliage 2618-T851 serait peu sensible au déphasage mais ces premières conclusions nécessiteraient d’être confirmées (ou infirmées) par de nouveaux essais. Par ailleurs, toujours sous chargement bi-axial de traction-torsion, nous avons pu mettre ne évidence l’importance du rapport d’amplitude, i.e. le ratio entre la contrainte alternée de cisaillement et la contrainte alternée axiale : à même contrainte alternée équivalente, plus ce rapport est élevé, plus la durée de vie augmente, traduisant l’influence prépondérante de la contrainte axiale sur l’endommagement en fatigue.
Pour les éprouvettes usinées-anodisées-colmatées, les essais ont permis de confirmer l’effet néfaste du traitement de surface sur la tenue en fatigue et ce quel que soit le type de chargement avec cependant une nuance concernant l’interaction cisaillement-anodisation : comme pour le chargement de torsion pure, l’anodisation n’aggrave pas l’abattement de durée de vie observée pour les autres directions de sollicitations lorsqu‘elles sont combinées avec la torsion. Par ailleurs, nous avons constaté, contrairement au cas des éprouvettes usinées et conformément à ce que nous avions observé pour les éprouvettes colmatées soumises à des chargements uniaxiaux, plusieurs sites d’amorçage correspondant à la fissuration de la couche anodique. Nous pensons que ces fissures agissent comme des concentrateurs de contrainte au
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niveau de l’interface avec le substrat, concentrateurs nettement plus sévères que les particules intermétalliques, et favorisent la formation de fissures de fatigue dans celui-ci.
Après cette étude relativement exhaustive de l’alliage 2618-T851 en fatigue uniaxiale et multiaxiale, il est légitime de se demander si les modèles de prévision de la durée de vie que nous avons présélectionnés pourront prédire la durée de vie de l’alliage. C’est ce que nous allons traiter dans le chapitre V.
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V.1. Introduction
Dans de nombreux secteurs industriels et notamment le secteur aéronautique, les problèmes de fatigue concernent principalement les domaines de l’endurance limitée et illimitée, classiquement dénommée HCF (High cycle fatigue). Les structures aéronautiques sont souvent soumises à des états de contrainte multiaxiale. Cela peut provenir de plusieurs facteurs :
- les chargements appliqués,
- les concentrations de contrainte même si le chargement est uniaxial, - et/ou la présence de contraintes résiduelles.
L’objectif des modèles de fatigue est de prédire la durée de vie d’une pièce ou d’un élément de structure soumis à des chargements d’intensité et/ou de direction variable dans le temps, voire des sollicitations multiaxiales aléatoires. Pour traduire le chargement appliqué, certains critères, issus des études en fatigue oligocyclique, utilisent les déformations ; d’autre, la plupart, issus des études en fatigue à très grand nombre de cycles, utilisent les contraintes. Les critères énergétiques utilisent quant à eux contraintes et déformations associées.
Signalons que la plupart des modèles basés sur les contraintes ne font intervenir que des paramètres liés à l’effet de la contrainte normale ou la pression hydrostatique par exemple (donc avec prise en compte de l’effet de la contrainte moyenne de traction) et un terme lié uniquement à l’amplitude de cisaillement et qui n’intègre donc pas d’effet de la contrainte moyenne de cisaillement.
Il existe un très grand nombre de modèles, de formulation et d’application plus ou moins aisée, capables de traduire plus ou moins bien un certain nombre d’effets mais, quoi qu’il en soit, aucun ne peut prétendre à un rôle universel du fait de la diversité des comportements en fatigue des alliages métalliques, notamment du fait de la multiplicité des microstructures. Nous avons sélectionné, d’après la littérature, quatre critères de fatigue multiaxiale : les critères de Fatemi-Socie*, de Dang-Van, de Morel*, de Findley*, de Crossland et de Kluger* et nous les avons confrontés aux résultats expérimentaux obtenus pour l’alliage 2618-T851 non anodisé ; seuls les critères marqués d’un astérisque sont présentés dans ce chapitre. Nous avons par ailleurs développé notre propre critère que nous présenterons en fin de chapitre. Nous rappelons que notre étude porte uniquement sur la fatigue à grand nombre de cycles sous des chargements sinusoïdaux aux amplitudes constantes.
Enfin, nous précisons que nous n’avons pas appliqué cette démarche pour confronter les résultats obtenus pour l’alliage anodisé-colmaté. Mais d’un autre côté, l’usage des critères
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identifiés à partir des résultats sur état usiné peut s’avérer hasardeux si l’on souhaite faire des prévisions pour l’état anodisé : en effet, nous rappelons que les mécanismes d’amorçage ne sont pas identiques et dans ces conditions, la phase d’amorçage pourrait être mal traduite, conduisant à des prévisions erronées.