Dans cette étude, différentes méthodes

            expérimentales sont employées pour déterminer le comportement anisotrope monotone et en

            fatigue d’un acier 25MnCrSiVB6 laminé: le METASCO MC. Ce matériau de microstructure

            bainitique a la particularité de posséder des inclusions allongées dans le sens du

            laminage. Des résultats d’essais de traction monotone et de résilience sont présentés.

            Concernant la caractérisation du comportement en fatigue, des résultats issus d’essais

            d’auto-échauffement et de fatigue classiques sont comparés et discutés

FLACELIERE, Laurent

GUILLEMOT, Nicolas

MOREL, Franck

PESSARD, Etienne

French

I-Revues

19ème Congrès Français de Mécanique                                                                           Marseille, 24-28 août 2009 
  1
Caractérisation du comportement anisotrope en fatigue d’un 
acier 25MnCrSiVB6 laminé 
E. PESSARDa, N. GUILLEMOT b, F. MORELa, L. FLACELIERE c  
a. LAMPA, Arts et Métier ParisTech Angers, 2, Bd du Ronceray, BP 93525, 49035 Angers Cedex 01 
b. LMT-Cachan et LURPA, 61 Avenue du Président Wilson 94235 Cachan Cedex 
c. CREAS – ASCOMETAL, BP 70045, 57301 Hagondange Ced x 
Résumé: 
Dans cette étude, différentes méthodes expérimentales sont employées pour déterminer le comportement 
anisotrope monotone et en fatigue d’un acier 25MnCrSiVB6 laminé: le METASCO MC. Ce matériau de 
microstructure bainitique a la particularité de posséder des inclusions allongées dans le sens du laminage. 
Des résultats d’essais de traction monotone et de résilience sont présentés. Concernant la caractérisation du 
comportement en fatigue, des résultats issus d’essais d’ uto-échauffement et de fatigue classiques sont
comparés et discutés. 
Abstract: 
In this study, various experimental methods are employed to determine the anisotropic monotonic and 
fatigue behavior of a 25MnCrSiVB6 forged steel (METASCO MC). This material has a bainitic 
microstructure and elongated non-metallic inclusion i  the rolling direction. Results from monotonic tensile 
tests and Charpy impact tests are presented. Concerning the characterization of the fatigue behavior, results 
from a typical staircase experimental approach and- self-heating fatigue tests are compared and discussed. 
Mots clefs: fatigue à grand nombre de cycles, anisotropie, acier forgé, inclusions 
1 Introduction 
Classiquement, les propriétés en fatigue à grand nombre de cycles d’un matériau sont définies via la 
réalisation d’une série d’essais cycliques sur des éprouvettes de fatigue. L’inconvénient de cette méthode est 
qu’elle est très couteuse en temps et en argent, il faut par exemple un minimum de quinze éprouvettes pour
estimer de manière fiable une limite d’endurance et l’écart type associé d’un matériau en suivant la méthode 
Staircase. 
Des critères empiriques basés sur les caractéristique  mécaniques en traction monotone ont été développés 
pour estimer de manière plus rapide les propriétés en fatigue. Par ailleurs depuis quelques années, des 
nouvelles méthodes basées sur les résultats issus d’essais d’auto-échauffement ont vu le jour et permettent de 
déterminer rapidement via l’utilisation d’une seule éprouvette les propriétés en fatigue (limite d’endurance 
[1] et écart type associé [2]). 
 
Dans cette étude nous proposons de comparer l’utilisation de ces différentes approches pour déterminer 
l’anisotropie de la limite d’endurance d’un acier laminé possédant des inclusions allongées dans le sens de 
laminage. Une attention particulière est portée sur l’étude de l’influence des inclusions sur certaines 
caractéristiques mécaniques : limite d’élasticité, r sistance mécanique, ténacité, limite d’endurance en 
traction-compression. 
2 Résultats expérimentaux 
Les matériaux laminés ou forgés sont reconnus pour leur bonne tenue mécanique notamment en fatigue. 
Cette caractéristique est liée à l’amélioration de la compacité et à l’obtention d’une microstructure plus fine 
par l’opération de mise en forme. Le fibrage est le terme communément employé pour définir une orientation 
19ème Congrès Français de Mécanique                                                                           
 
selon laquelle la microstructure ou les défauts préents d
mise en forme, en l’occurrence ici le forgeage
Ce fibrage est responsable du caractère anis
de 35% pour un 42CD4 et de l’ordre
 
Element C 
% masse 0.255 
Tableau I. Composition de l’acier METASCO MC (%de masse)
Le matériau étudié est un acier bainitique
corroyage de l’ordre de 15 contient 
laminage (figure 1 c)). Sa composition est présentée dans le t
Ce matériau est reconnu pour son usinabilité et sa tenue en fatigue
automobiles (vilebrequin, triangle de suspension…).
Inclusion de MnS 
10µm 
a) 
FIG. 1 – a)Microstructure du METASCO
 c)Inclusions de MnS allongées dans la direction de lamin ge
Des observations au microscope optique ainsi que 
microstructure est isotrope. Si le METASCO MC possède un comportement en fatigue anisotrope, il ne peut
être que la conséquence de la présence de certaines hétérogénéités comme les inclusions allongées.
2.1 Essais de traction monotone
Des essais de traction monotone ont été réalisés dans chacune des directions
sont présentés sur la figure 2 ainsi que dans le tableau II.
de prélèvement. Elle est maximale po
90°. L’allongement A% quant à lui,
90°. 
FIG. 2 –Courbes d’essais de traction monotone
20µm 
c) 
        Marseille, 24
 2
ans le matériau ont été déformé
. 
otrope de la tenue en fatigue. Cette variation peut être d
 de 15% pour un acier inox [3-6]. 
Mn Si Cr S Mo V
1.30 0.9 0.8 0.075 0.075 0.185
 : l  METASCO MC. Ce matériau laminé avec un rapport de 
des inclusions de sulfure de manganèse allongées dans le sens de 
ableau I et sa microstructure sur la figure
, il est donc employé pour des applications 
 
Ancien grain 
austénitique 
 MC, b) Orientation des différents prélèvements 0°,45°,90°,
des figures de pôles ont permis de montrer que sa 
 
 de prélèvement
 La résistance mécanique varie peu suivant le sens 
ur une orientation de fibrage à 0° et égale pour des orientations à 4
 possède une anisotropie plus marquée et décroit cont nument entre 0° et 
 pour chacun des sens de prélèvement
b) 
-28 août 2009 
s par l’opération de 
e l’ordre 
 Ti 
 0.025 
 
 1-a). 
 
 
   
 
 
. Les résultats 
5 et 
 
 
Θ=90° 
Θ=45° 
Θ=0° 
19ème Congrès Français de Mécanique                                                                           Marseille, 24-28 août 2009 
  3
2.2 Essais de résilience 
Des essais de résilience ont été menés afin de tracr l  courbe de transition fragile/ductile en fonction de 
l’orientation du fibrage. Les résultats d’essais derésilience permettent de mieux comprendre le 
comportement en fatigue d’un matériau. Temmel et al. [5] les utilisent par exemple afin de décorréler les 
effets de la matrice et des inclusions. Des essais Charpy ont été réalisés sur des éprouvettes entaillées en 
suivant la norme NF EN 10045-1. La courbe suivante  été réalisée à partir de 3 éprouvettes par conditi  
expérimentale (figure. 3). 
 
 
FIG. 3 – Courbes de transition Fragile/Ductile pour différentes orientation 0°,45° et 90° 
2.3 Estimation de la limite d’endurance 
2.3.1 Estimation de la limite d’endurance par méthode Staircase 
Afin de caractériser l’anisotropie en fatigue de l’acier METASCOMC 15 éprouvettes par sens de 
prélèvement ont également été testées en traction-compression R=-1 en suivant la méthode Staircase avec un 
seuil fixé à N=2.106 cycles. Les limites d’endurance obtenues, présentées dans le tableau II, montrent une 
diminution continue pour les orientations comprises entre 0° et 90°. Par ailleurs cette diminution de la limite 
d’endurance s’accompagne d’une chute de la dispersion elative associée. Notons que ces résultats suivent 
les mêmes tendances que ceux obtenus par Temmel et al. sur un 50CD4 [5]. 
 
Orientation 
(degrés) 
)(MPaRm  )(Re %2.0 MPa  %A  )(1 MPas−  )(1 MPas−  
1
1
−
−=
s
s
Cov
 
0° 1180 755 25 476 ±20 0,042 
45° 1127 710 14 453 ±8 0,018 
90° 1130 750 5 415 ±11 0,026 
Tableau II. Résultats des essais de traction monotone et de fatigue en traction–compression R=-1 
2.3.2 Estimation de la limite d’endurance par essais d’auto-échauffement 
Pour réaliser ces essais il est nécessaire d’appliquer une séquence de blocs de chargement cyclique 
d’amplitude croissante et de mesurer pour chacun de ces blocs la température stabilisée sur la surface de 
l’éprouvette. Il est alors possible de tracer la courbe d’auto-échauffement qui représente l’évolution de la 
variation de la température stabilisée en fonction de l’amplitude de la contrainte appliquée. La précision de la 
mesure de température dépend à la fois de la précision du thermocouple et de la centrale d’acquisition 
employée. La centrale d’acquisition (Eurotherm Chessel – 5100V) utilisée assure une précision de mesure de 
0,02°C avec des thermocouples de Type T. Afin de vérifier la répétabilité de l’essai, 2 lots de 3 éprouvettes 
par sens de prélèvement ont été testés dans les mêmes conditions par le LAMPA. Les courbes obtenues pour
chacune des directions et pour chacun des lots (1er et 2nd lots) se sont montrées quasiment identiques. Afin 
également de fiabiliser le protocole expérimentale suivi, un troisième lot d’éprouvette a été testé au sein du 
0,00
10,00
20,00
30,00
40,00
50,00
60,00
70,00
-60 -40 -20 0 20 40
R
é
s
ilie
n
ce
 (
J
/c
m
²)
Température (°C)
Courbe de transition (moyenne sur 3 éprouvettes)
0°
45°
90°
19ème Congrès Français de Mécanique                                                                           Marseille, 24-28 août 2009 
  4
CREAS en suivant la même séquence de chargement mais en utilisant un matériel différent. Précisons que
les deux laboratoires sont dotés de machines servohydrauliques différentes équipées de mors et de système 
d’acquisition de température également distincts. Le  courbes d’autoéchauffement de 1er lot testé au LAMPA 
et du 3ème lot testé au sein du CREAS sont tracées sur la figure 4. Afin d’alléger le graphique, les courbes 
d’autoéchauffement du second lot testé au LAMPA n’ont pas été représentées sur la figure 4. 
 
 
FIG. 4 – Courbes d’essai d’auto-échauffement pour différentes orientations de fibrage, R=-1, f=10 Hz 
 
Les courbes obtenues par les essais du CREAS sont toutes situées légèrement en dessous de celles obtenues 
au LAMPA (figure 4). Par contre, elles présentent exactement la même allure. 
Pour estimer les limites d’endurance prédites à partir de ces courbes, il est nécessaire d’identifier le point 
d’inflexion, nous proposons pour cela d’utiliser l’algorithme développé par Cura et al. [1]. Pour estimer 
l’écart type nous nous baserons sur le modèle probabiliste proposé par Doudard et al. [2] qui approxime la 
courbe d’autoéchauffement à l’aide d’une fonction de type : 
2
0
+Σ=∆ mkθ       (1) 
Où ∆θ est l’élévation de température sur un bloc, Σ0 la contrainte appliquée sur un bloc, k une constante 
permettant de prendre en compte les effets d’échelle et de conductivité du matériau et m est le module de 
Weibull du modèle probabiliste. Plus m est élevé et plus la dispersion de la limite d’endurance est faible.  
Pour estimer l’exposant m à partir d’une courbe d’essai d’auto-échauffement à l’aide du modèle de Doudard, 
il est nécessaire d’approximer la courbe d’auto-échauffement en imposant une fonction de la forme (1). 
L’approximation pour ce dépouillement a été réalisée en utilisant la méthode des moindres carrés. Le lien 
entre le module m d’une loi de Weibull et les moyennes et écarts type d’une loi normale peut être écrit à 
l’aide des équations suivantes : 
)/11(
)/21()/21( 2
1
1
m
mm
s
s
COV
+Γ
+Γ−+Γ
==
−
−    (2) 
Avec:      ∫
∞
−−=Γ
0
1)( dxext xt       (3) 
 
RESULTATS LAMPA 
(2 essais par orientation) 
RESULTATS CREAS 
(1 essai par orientation) 
RESULTATS STAIRCASE 
(15 essais par orientation)
 
Orientation 
(degrés) 
)(1 MPas−  mExposant  )(1 MPas−  mExposant  )(1 MPas−  mExposant  
0° 491 10 502 11 476 30 
45° 493 11 503 14 453 >50 
90° 501 11 490 14 415 45 
Tableau III. Comparaison des résultats obtenus par méthode d’auto-échauffement et par Staircase 
0
0,5
1
1,5
2
2,5
300 350 400 450 500 550
E
lé
va
tio
n 
de
 t
em
pé
ra
tu
re
 
∆
θ
°C
Contrainte Appliquée sur un Bloc Σ0 (MPa)
CREAS 0°
CREAS 45°
CREAS 90°
LAMPA 0°
LAMPA 45°
LAMPA 90°
19ème Congrès Français de Mécanique                                                                           Marseille, 24-28 août 2009 
  5
D’après le tableau III les valeurs prédites par les es ais d’auto-échauffement réalisés au CREAS et au 
LAMPA sont très proches ce qui permet de valider le protocole expérimental suivi dans les deux 
laboratoires. 
Le tableau III permet également de comparer l’estimation des caractéristiques en fatigue obtenues à partir
des essais d’auto-échauffement et à partir de la méthode Staircase. Pour un prélèvement orienté à 0° la limite 
d’endurance est correctement estimée avec une erreur de l’ordre de 5%. Pour l’ensemble des essais 
l’exposant de Weibull estimé est plus faible comparé ux résultats du Staircase. Les essais d’auto-
échauffement tels qu’ils ont été conduits ne semblent pas en mesure de refléter le comportement anisotrope 
en fatigue du METASCO MC. En effet, les limites d’endurances et modules de Weibull associés ne varient 
pas en fonction de l’orientation du fibrage et ceci quelles que soient les conditions expérimentales.   
3 Analyse 
Afin de mieux comprendre les mécanismes d’endommageent en fatigue de l’acier METASCO MC, nous 
proposons d’analyser les faciès de ruptures issus des essais de résilience et de fatigue (figure 5) 
 
 
100µm 100µm 100µm 
a) b) c) 
F
on
d 
d’
en
ta
ill
e 
F
on
d 
d’
en
ta
ill
e 
F
on
d 
d’
en
ta
ill
e 
Prélèvement à 0° Prélèvement à 45° Prélèvement à 90° 
 
 
100µm 100µm 100µm 
d) e) f) 
F
on
d 
d’
en
ta
ill
e 
F
on
d 
d’
en
ta
ill
e 
F
on
d 
d’
en
ta
ill
e 
 
 
10µm 10µm 20µm 
g) h) i) 
FIG. 5 –Faciès de rupture pour différents conditions d’essais et orientation de prélèvement 
a,b,c) Essais Charpy à -40°C, d,e,f) Essais Charpy à 20°C, g,h,i) Essais de fatigue 
 
Les faciès de rupture issus d’essais Charpy réalisés à -40°C sont tous de type fragile. L’amorçage pour un 
fibrage orienté à 45° et 90° apparait au niveau de bandes d’inclusions (figure 5 b), c)) alors qu’à 0° il semble 
naître à partir de la matrice bainitique (figure 5 a)). A 20°C, le constat est différent : pour le fibrage orienté à 
0° le faciès est de type ductile et présente des cupules (figure 5 d)) alors que pour un fibrage orienté à 45° et 
90° le faciès est toujours de type fragile avec un amorçage localisé sur des bandes d’inclusions (figure 5 e), 
f)). Cette différence de mécanismes permet d’expliquer le fait que l’anisotropie de résilience à 20°C soit plus 
marquée qu’à -40°C. 
19ème Congrès Français de Mécanique                                                                           Marseille, 24-28 août 2009 
  6
Les faciès de rupture issus des éprouvettes rompues en fatigue mettent également en évidence un 
changement de mécanisme en fonction de l’orientation du fibrage. Pour un fibrage orienté à 0°, l’amorçage a 
lieu au sein de la structure bainitique (figure 5 g)). Pour un fibrage orienté à 45° et 90° l’amorçage est 
localisé au niveau de bandes d’inclusion (figure 5 e), f)). Les inclusions sont donc responsables du 
comportement anisotrope en fatigue de l’acier METASCO MC. Notons que ce changement de mécanismes 
permet d’expliquer la chute de dispersion associée à la limite d’endurance en fonction de l’angle de fibrage. 
Les essais d’auto-échauffement ont permis de prédire la limite d’endurance pour un fibrage orienté à 0°, 
c'est-à-dire lorsque l’amorçage est piloté par la microplasticité au sein de la matrice. En revanche avec la 
démarche adoptée, cette méthode ne semble pas être en m sure de rendre en compte de l’effet des inclusions 
inhérentes au matériau. Rappelons que ces méthodes s nt basées sur l’hypothèse selon laquelle l’élévation de 
température est due à une énergie dissipée créée par une activité microplastique. Dans le cas où les 
inclusions sont à l’origine de la rupture en fatigue, cette activité microplastique est sans doute différente (en 
termes de localisation et d’intensité) et doit donc être traitée différemment. Notons néanmoins que pour un 
fibrage à 90°, l’activité microplastique au sein de la structure bainitique ne disparaît pas complètement. Plus 
précisément, il apparaît une compétition entre les mécanismes d’amorçage au sein des amas d’inclusions et 
de la structure bainitique. 
Ces différents essais permettent également de mettre en évidence les paramètres mécaniques sensibles à la 
présence d’inclusions. Concernant les essais monotones, la limite d’élasticité (Re0,2%) et la résistance 
mécanique (Rm) sont peu affectées par l’orientation des inclusions alors que l’allongement est très affecté 
(tableau II). La ténacité est le paramètre le plus sensible à la présence d’inclusion, en accord avec les travaux 
de Wilson [7]. Les inclusions, en fonction de leur orientation, facilitent différemment la propagation des 
fissures et font chuter la ténacité, la ductilité et la limite d’endurance. 
4 Conclusion 
Les différents essais mettent en évidence le rôle des inclusions allongées dans le sens de laminage sur 
l’anisotropie en fatigue. Les limites d’endurance obtenues montrent une diminution continue pour les 
orientations comprises entre 0° et 90°. Les essais d’ uto-échauffement n’ont pas permis de caractériser  
l’anisotropie en fatigue du METASCO MC. 
Tous ces essais ont été réalisés sur des éprouvettes poli s, la prise en compte des effets de surface fait l’objet 
de travaux en cours en collaboration avec le LURPA et le LMT de l’ENS Cachan. 
5 Remerciements 
Ce travail a été réalisé dans le cadre du projet Optiforge soutenu par l’Agence National de la Recherc. Ces 
résultats sont le fruit d’un partenariat fort entre industriels (Ascoforge, Ascometal, Cetim, PSA, Setforge, 
Transvalor) et universitaires (INSA Lyon-MATEIS, ENSMP-CEMEF, Arts et Métiers PARISTECH Angers-
LPMI). 
Références  
[1] Cura F., Curti G., Sesana R., A new method for the mographic determination of fatigue limit in steels, 
International Journal of Fatigue, 27, 453-459, 2005. 
[2] Doudard C., Calloch S., Influence of hardening type on self-heating of metallic materials under cycli  
loadings at low amplitude, European Journal of Mechanics A/solids,28,233-240, 2009. 
[3] Berard J.Y., Dang Van K. and Baudry G., influenc  de l’anisotropie sur le comportement en fatigue 
multiaxiale d’un acier de construction mécanique, IRSID, Technical Note No RI 93 062, 1993. 
[4] Mateo A., Llanes L., Akdut N., Stolarz J. and Abglada M., Anisotropy effects on the fatigue behaviour of 
rolled duplex stainless steels, Int. J. of Fatigue, 25, 481-488, 2003. 
[5] Temmel C., Karlsson B. and Ingesten N.G., Fatigue Isotropy in Cross-Rolled, Hardened Isotropic-
Quality Steel, Metallurgical and Materials Transaction A., 2008. 
[6] Lütjering G., Albrecht J., Sauer C. and Krull T., The influence of soft, precipitate-free zones at grain 
boundaries in Ti and Al alloys on their fatigue and fracture behaviour, Mater. Sci. Eng.A, 468-470, 2007. 
[7] Wilson A. D., Comparing the Effect of Inclusions on Ductility, Toughness, and Fatigue Properties, 
ASTM STP 794, American Society for Testing and materi ls, 130-146, 1983. 


Caractérisation du comportement anisotrope en fatigue d’un acier

            forgé

http://documents.irevues.inist.fr/bitstream/2042/37137/1/649.pdf

Caractérisation du comportement anisotrope en fatigue d’un acier forgé

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