L’expertise des faciès de rupture

L’expertise des faciès de rupture permet de déterminer le point d’initiation de fissure et

donc de conclure sur la validité de l’essai.

3.2.2.1. Les différents usinages

Nous étudions tout d’abord ces faciès de rupture pour les éprouvettes usinées (lots 1 à

4).

Premièrement, nous nous focalisons sur le lot 2, qui présente une grande dispersion sur

les essais. Les différents essais effectués sur cette série ont abouti trois fois à la rupture de

l’éprouvette. Concernant les deux essais àσ

imp

max

= 1200M P a, l’étude du faciès de rupture

montre un amorçage en surface hors de la zone utile (exemple d’un faciès sur la figure

3.46). Ceci nous permet de conclure à la non validité de ces deux essais.

Pour le dernier essai, nous remarquons sur la figure 3.47 que la rupture a eu lieu dans

la zone utile. Cependant, nous constatons que l’amorçage a eu lieu au niveau d’une

rayure marquée non parallèle aux stries d’usinage. Nous pouvons donc nous interroger

sur l’origine de cette rayure et, par conséquent, sur la validité de l’essai.

Concernant les trois autres séries d’usinage (lots 1, 3 et 4), nous observons une rupture

en sous-couche pour tous les essais ayant aboutis à la rupture (figure 3.48). Par ailleurs,

ces ruptures ont lieu dans la zone utile des éprouvettes, validant ainsi les essais.

(1) (2)

Figure 3.46 : Faciès de rupture obtenu pour le lot 2 (σ

imp

max

= 1200M P a, nombre de cycles

avant rupture = 3,55.10

4

). Vue globale (1) et zoom en vue inclinée à 30

^◦

(2).

(1)

Rayure à l'origine

de la rupture

(2)

Figure 3.47 : Faciès de rupture obtenu pour le lot 2 (σ

_max^imp

= 1100M P a, nombre de cycles

avant rupture = 4,09.10

4

). Vue globale (1) et zoom en vue inclinée à 30

^◦

(2).

Avec un grandissement plus important, nous pouvons étudier plus précisément l’amorçage

de fissures de chacun de ces lots. Nous constatons que tous ces faciès ont la même allure.

L’initiation provient d’une décohésion intergranulaire, plus précisément d’une décohésion

de l’interface entre les nodules en phase α et la matrice. Cette conclusion provient de

l’observation de facettes lisses (figure 3.49).

Ce même type d’amorçage a été observé sur cet alliage dans les travaux de Luquiau

[95], lors d’essais de fatigue en traction/compression (R

_σ

=-1). Cet auteur explique la

raison d’un amorçage à cette interface par une accumulation de déformation plastique

dans les nodules, ce qui entraîne de fortes contraintes liées à l’accommodation de cette

déformation.

(1) (2)

(3)

Figure 3.48 : Faciès de rupture obtenus pour le lot 1 (1), le lot 3 (2) et le lot 4 (3). La

contrainte maximale pour chaque lot estσ

_max^imp

= 1200M P aet le nombre de cycles avant

rupture de chaque éprouvette est respectivement de 9,22.10

5

, 1,01.10

6

, 2,68.10

5

.

Figure 3.49 : Faciès de rupture obtenue pour le lot 1. La contrainte maximale pour

Nous avons par ailleurs déterminé la profondeur où l’amorçage a eu lieu pour les différentes

éprouvettes rompues (tableau 3.8). Dans la mesure où l’amorçage a eu lieu sur un nodule

allongé, la profondeur est définie par les deux extrémités du nodule.

Lot σ

imp

max

(MPa) nombre de cycles profondeur (µm)

Lot 1 1200 9,22.10

⁵

55 à 135

1100 9,96.10

5

45 à 75

Lot 3 1200 1,01.10

⁶

10 à 55

1200 1,06.10

6

25 à 50

1100 1,38.10

6

30 à 65

1050 1,64.10

⁶

40 à 50

1050 1321425 10 à 25

Lot 4 1200 2,68.10

5

25 à 60

1100 7,50.10

5

50 à 150

1100 1,29.10

6

95 à 150

Tableau 3.8 : Récapitulatif des profondeurs où l’amorçage a eu lieu pour les lots 1, 3 et

4.

Maintenant que l’expertise des faciès de rupture est réalisée, nous pouvons conclure sur

la comparaison entre ces usinages. Les résultats associés aux lots 2 sont limités aux

éprouvettes n’ayant pas rompu au bout des 2.10

6

cycles. Ainsi, nous pouvons noter un

essai àσ

imp

max

= 1100M P a, n’ayant pas rompu, cela laisse penser à une limite d’endurance

minimale proche de celle associée au lot 1.

La figure 3.44 peut donc être retracée en ne prenant en compte que les essais valides (figure

3.50). Nous remarquons sur cette figure que les évolutions σ

_max

en fonction du nombre

de cycles suivent deux tendances. Les lots 1 et 3 ont un fort abattement et le lot 4 a un

abattement plus faible. Cela laisse penser à une meilleure tenue des structures usinées

avec une plus faible avance par dent dans le domaine de l’endurance limitée (inférieur à

10

6

cycles). Cependant, il serait intéressant de le confirmer avec des résultats valident sur

le lot 2.

Pour déterminer la limite d’endurance, nous avons noté dans le chapitre 2 différents

modèles d’approximation de la courbe de Wöhler. Nous avons opté pour l’utilisation du

modèle de Stromeyer qui limite le nombre de paramètres à déterminer. En effet, en raison

d’un manque de statistique (faible nombre d’essais réalisés et valides), l’approximation

de nos données expérimentales par ces modèles est délicate.

Pour mémoire, l’approximation de la courbe de Wöhler par le modèle de Stromeyer est

la suivante

log(N) =a−b.log(σ−σ

_D

) (3.8)

Nous obtenons les limites d’endurance récapitulées dans le tableau 3.9. Cette méthode

n’est donc pas adaptée pour l’analyse du lot 3 (limite d’endurance négative) et elle aboutie

sur un écart type fort pour le lot 4.

950

1000

1050

1100

1150

1200

1250

10000 100000 1e+06 1e+07

σmax

en MPa

Nombre de cycles

Lot 1

Lot 2

Lot 3

Lot 4

Figure 3.50 : Evolution contrainte-nombre de cycles pour les différents usinages en ne

prenant en compte que les essais valides.

Lot 1 Lot 3 Lot 4

Modèle Stromeyer 1054 ± 31 MPa x 988 ± 202 MPa

Seuil maximal 1050 MPa 1000 MPa 1050 MPa

Tableau 3.9 : Limite d’endurance σ

max,∞

des lots 1, 3 et 4.

Nous avons donc choisi d’utiliser comme limite d’endurance la valeur du seuil de contrainte

maximale n’ayant pas abouti à la rupture d’éprouvette (tableau 3.9).

Il faut tout de même garder à l’esprit que la quantité d’éprouvettes n’est pas assez

consé-quente pour faire une étude approfondie de la tenue en fatigue de ces différents usinages.

De plus, le faible écart entre les lots 1, 3 et 4 rend la conclusion délicate.

Par ailleurs, les limites obtenues sont proches de la limite d’élasticité du matériau (1050

MPa). Il n’est donc pas exclu d’avoir généré de la plasticité sur les couches de surface.

Il serait intéressant de poursuivre ces analyses avec éventuellement une augmentation du

nombre de cycles à 10

7

pour montrer de plus amples différences entre les réponses des

3.2.2.2. L’impact du ragréage

Nous avons remarqué sur la figure 3.45 une forte diminution de la durée de vie associée

au ragréage (comparée à celle obtenue pour l’usinage de référence). L’étude des faciès de

rupture associés à ce procédé a montré que les amorçages ont lieu en surface sur la zone

utile pour ces éprouvettes (figure 3.51). Nous remarquons sur cette figure que l’amorçage

provient d’un défaut surfacique.

Figure 3.51 : Faciès de rupture obtenus pour le lot 6. La contrainte maximale estσ

_max^imp

=

1100M P a et le nombre de cycles avant rupture de l’éprouvette est 3,52.10

4

.

L’expertise sur les faciès de rupture des éprouvettes ragréées valide nos essais de fatigue

sur ce lot. Il est donc maintenant envisageable de définir la limite d’endurance de ces

séries. Comme précédemment, il semble délicat de déterminer les limites d’endurance en

utilisant le modèle de Stromeyer pour déterminer la limite d’endurance avec le nombre

de points expérimentaux que nous avons (tableau 3.10). Cette méthode semble converger

pour ces lots 1 et 6. Pour plus de cohérence avec les calculs de limites d’endurance effectués

pour les usinages, nous allons prendre en compte le seuil maximal de contraintes pour les

éprouvettes non rompu (tableau 3.10).

Lot 1 Lot 6

Modèle Stromeyer 1054 ± 31 MPa 949 ± 13 MPa

Seuil maximal 1050 MPa 950 MPa

Dans le document Influence des transformations surfaciques induites par traitements thermomécaniques sur la tenue en fatigue du Ti-10V-2Fe-3Al (Page 114-120)