Influence de la complaisance du bras porte échantillon

Modifications apportées au dispositif

La mesure de la résistance électrique de contact implique l’isolation électrique des échantillons métalliques. Deux configurations ont été étudiées pour le bras solidaire du frotteur :

• un bras entièrement en polymère (PMMA) d’une longueur de 108 mm et d’une section de 27 mm × 10 mm, de module de Young de 2,4 GPa et de moment d’inertie de 1,06·10-6 _kg·m2_,

• un bras étagé bi-matériau en alliage d’aluminium (module de Young de 75 GPa) et PMMA ayant un moment d’inertie plus important de 1,61·10-3 _kg·m2_.

Bras en PMMA

Un bras porteur a été usiné en PMMA aux mêmes dimensions que le bras d’origine en acier (Figure 2.39). Ce bras est solidaire du capteur de force tangentielle de frottement FT par l’intermédiaire d’un support en aluminium permettant d’assurer la coaxialité du contact sur l’axe de transmission des efforts tangentiels.

Figure 2.39 : Bras en PMMA (a) schéma illustratif ; (b) photo du bras monté.

Deux points faibles ont été détectés dans cette configuration : la rigidité du bras et la fixation du frotteur. Ces défauts ont été établis à partir d’images obtenues avec une caméra rapide Photon Focus A1312™ lors d’essais à sec de couples CuSn6-CuSn6 à déplacement imposé

δi = ± 40 µm, avec FN= 6 N (pression de contact de 1,5 GPa) et une fréquence d’excitation

f = 10 Hz. En effet, sous l’effet de la force tangentielle, des déformations excessives du bras,

pouvant atteindre une douzaine de micromètres, ont été mesurées. De même la reconstitution des images par camera rapide ont permis de visualiser des micromouvements de type pivot au niveau du contact.

Bras bi-matériau

Afin de limiter les déformations du matériau polymère, un bras bi-matériau a été conçu et fabriqué à partir d’un support massif en alliage d‘aluminium de même longueur que le bras au-dessous duquel sera encastré le porte-échantillon usiné en PMMA. La forme en L du support métallique permet l’alignement du plan de frottement avec l’axe du capteur de force tangentielle (Figure 2.40).

Figure 2.40 : Bras bi-matériau Al et PMMA (a) schéma illustratif ; (b) photo du bras monté.

Le montage et la fixation des frotteurs ont été améliorés en ajoutant une bille d’alumine entre le porte échantillon et le frotteur (clinquant plié). Cette modification permet de corriger les

défauts de planéité de l’échantillon et évite des effets d’amortissement lors de la mise en contact (Figure 2.41a).

Au niveau de la fixation du frotteur, un cadre usiné en fibre de carbone permet de limiter tout déplacement tangentiel, axial et rotationnel de l’échantillon pouvant interférer avec la mesure du déplacement relatif (Figure 2.41b). Après ces modifications, aucun micro déplacement n’a été constaté dans ces axes normal et perpendiculaire au sens du mouvement.

Figure 2.41 : (a) Calage du frotteur avec une bille d’alumine Ø 3 mm ; (b) cadre de fixation du frotteur en fibre de carbone.

Influence de la rigidité du bras sur la forme des cycles de fretting

Des essais en couple homogène CuSn6-CuSn6 à température ambiante et à déplacement imposé avec une amplitude de δi = ± 15 µm, pour une charge normale de FN= 6 N et une fréquence d’excitation de f = 10 Hz ont été réalisés en utilisant ces deux différents bras. Les cycles de fretting associés au bras en PMMA (le plus complaisant) présente une forme patatoïdale assez fermée, quasi elliptique, caractéristique d’une condition de glissement partiel (Figure 2.42a). Néanmoins, le calcul du critère d’ouverture du cycle selon le paramètre

B proposé par Fouvry et al.136 _{permet de conclure que le contact fonctionne en condition de}

glissement total (B = 0,33 > 0,26). En fait, ces cycles font apparaitre deux pentes qui peuvent s’interpréter comme deux termes de rigidité, l’un dans la phase de changement de sens de glissement et l’autre dans la phase de macro glissement. L’énergie dissipée dans le contact reste faible (Ed = 59 mJ/cycle).

Les cycles de fretting associés au bras en Al-PMMA (le plus rigide) possèdent une forme plus quadratique et symétrique, typique d’un régime de glissement total (Figure 2.42b). La pente associée au changement de sens est plus élevée qu’au cas précédent et celle associée à la partie en glissement est nettement plus faible, mais toujours observable. Le contact est beaucoup plus dissipatif (Ed = 276 mJ/cycle).

136 _{FOUVRY S., KAPSA P., VINCENT L.; Analysis of sliding behaviour for fretting loadings: determination of} transition criteria, Wear 85, pp. 35-36; 1995

Figure 2.42 : Comparaison des cycles de fretting ; (a) bras en PMMA (plus complaisant), (b) bras en Al-PMMA (plus rigide) ; δ = ± 15 µm, FN = 6 N, f = 10 Hz.

Artéfact de mesure du déplacement sur la forme de cycles

La précision des mesures de déplacement, vu les faibles amplitudes, est un aspect métrologique délicat. Le système d’acquisition utilise deux capteurs de déplacement différents :

• un capteur inductif de type LVDT (noyau-plongeur) fixé sur le bâti du dispositif dont l’incertitude de mesure est de 1,5 µm,

• un capteur à courant de Foucault (sans contact) fixé sur le bras porteur du frotteur dont l’incertitude de mesure est de 0,5 µm.

L’analyse des signaux de déplacement montre des différences de près de 2 µm entre les deux capteurs (Figure 2.43). Par ailleurs, le capteur LVDT montre une reconstitution tronquée (méplats) du sommet sinusoïdal de la mesure du déplacement (Figure 2.44), y compris à vide sans chargement normal (Figure 2.45).

Figure 2.43 : Comparaison des mesures de débattement : (a) capteur LVDT, (b) capteur sans contact, essai en couple CuSn6-CuSn6 à δi = ± 15 µm, FN = 1 N, f = 10 Hz, Nc = 600 cycles.

Cet artefact, lié à l’instrumentation et indépendant du matériau, génère un cycle avec une double pente lors du changement de sens de glissement (Figure 2.44a) et peut entrainer des interprétations erronées.

Figure 2.44 : Restitution des cycles de fretting : essai à δi = ± 15 µm, FN = 1 N, f = 10 Hz, t = 60 s ;

(a) anomalie du capteur LVDT, (b) capteur sans contact.

Figure 2.45 : Comparaison entre signaux sinusoïdaux de déplacement à chargement nul ; (a) signal idéal, (b) signal du capteur LVDT, (c) signal du capteur sans contact.

Enfin, les courbes de vitesse et d’accélération obtenues par dérivation des signaux de déplacement montrent des signaux assez perturbés. Le signal d’accélération (capteur sans contact) dénote un comportement faiblement amorti (Figure 2.46).

La redondance dans la mesure du déplacement a permis de détecter cette fausse information dans les cycles de fretting et explique également la différence de mesure entre les deux capteurs de déplacement.

Figure 2.46 : Signaux de vitesse et d’accélération des capteurs LVDT et sans contact, essai CuSn6-CuSn6 à δi = ± 15 µm, FN = 1 N, f = 10 Hz.