Etudes expérimentales du comportement en tournage et en tribologie du couple WC-6%Co/Acier C45.

La modélisation de la coupe, qu’elle soit analytique, numérique ou hybride (analytique et numérique), contribue à mieux comprendre les phénomènes de formation du copeau. Dans la suite, les différentes méthodes de modélisation de la coupe sont présentées. Cette présentation correspond à une description phénoménologique basée sur les hypothèses des modèles.

La formation du copeau pendant l’usinage se fait par cisaillement de la matière dans une petite zone très proche de l’arête de coupe. En modélisation, cette zone est souvent ramenée à un plan, appelé plan de cisaillement faisant un angle φ avec la direction de coupe. Trois zones principales de sollicitations sévères peuvent être distinguées lors de l’usinage, Fig. 1. 5 : la zone de cisaillement primaire (Z1), la zone de cisaillement secondaire (Z2) et la zone de cisaillement tertiaire (Z3).

Zone de cisaillement primaire (Z1) : la formation du copeau se fait principalement dans cette zone sous l’effet du changement de la direction d’écoulement de la matière. Elle est le lieu de grandes déformations plastiques et d’échauffements. Le comportement de cette zone définit la nature géométrique des copeaux.

Zone de cisaillement secondaire (Z2) : le copeau formé dans la zone Z1 vient frotter sur la face de coupe de l’outil. Pour les matériaux fortement écrouissables, comme dans le cas des alliages d’aluminium ou des aciers ductiles, il apparaît une forme de contact collant dans une petite zone à l’interface outil/copeau. Cette petite zone est localisée très près de l’arête de coupe et ce comportement est responsable de l’arête rapportée. Le copeau est glissant sur le reste du contact, à l’interface outil/copeau. L’ensemble de ces zones, appelé zone de cisaillement secondaire (Z2), est le siège d’un frottement intense conduisant à une forte élévation de température et à une modification des propriétés mécaniques et physico-chimiques de l’outil.

Zone de cisaillement tertiaire (Z3) : elle correspond au frottement entre la face en dépouille de l’outil et la surface usinée. Un phénomène de cisaillement est aussi identifié dans cette zone.

Les modèles analytiques sont issus de l’observation phénoménologique de l’usinage et d’essais brusquement interrompus (appelés quick stop) qui ont mis en exergue les différentes zones de formation du copeau présentées dans le paragraphe précédent. Les modèles analytiques purement mécaniques de Merchant [11] et de Lee et Schaffer [28] ont été la base des modèles thermomécaniques. Ces derniers tiennent compte des températures générées dans le processus de formation du copeau et par la suite des modèles numériques ont été développés.

Merchant [11, 29] est le premier à développer un modèle analytique de la formation du copeau en coupe orthogonale, dans le cas d’un régime stationnaire. Pour construire le modèle, il pose des hypothèses suivantes :

o la direction de la vitesse de coupe et celle de l’avance sont orthogonales à l’arrête de coupe,

o la vitesse de coupe est choisie afin d’obtenir une formation d’un copeau continu sans zone morte,

o le rayon de l’arête de coupe est nul,

o l’épaisseur du copeau non déformé est très petite devant les autres dimensions. o le matériau est rigide et parfaitement plastique,

o le système machine/outil/pièce et le porte outil sont supposés parfaitement rigides, o l’épaisseur du copeau est constante.

A partir de ces hypothèses, il considère que la formation du copeau se fait suivant un plan de cisaillement (AB), (Fig. 1. 6). Ce plan, issu de la pointe de l’outil, est incliné d’un angle (φ) par rapport à la direction de la vitesse de coupe. Actuellement, le plan de cisaillement est plutôt considéré comme une zone de cisaillement.

La formation du copeau résulte de l’effort que l’outil exerce sur la pièce (Fig. 1. 6). La décomposition de cet effort F est représentée sur le diagramme des efforts, Fig. 1. 6. Par principe de l’action et de réaction, un même effort F’ est appliqué à l’outil. L’effort F se décompose en une force de frottement Ft et une force normale Fn’. Ces forces définissent le coefficient de frottement représenté par l’angle de frottement β dans le cas d’un frottement de Coulomb. L’angle de cisaillement et l’angle de frottement sont des paramètres fondamentaux pour la prédiction des efforts de coupe et les autres paramètres à savoir : la longueur de contact, l’épaisseur du copeau. En outre, il indique que le cisaillement de la matière se fait si la contrainte de rupture en cisaillement (τ0) du matériau est atteinte. Ainsi, en utilisant les diagrammes des efforts de coupe et en minimisant la puissance de coupe Pc (Pc = Fc.Vc) (équation (1.1)), il est possible de déterminer l’angle de cisaillement (équation (1.2)) puis les différentes composantes d’efforts ainsi que les autres paramètres. Fc = τtu wcos( β − γ ) . (1.1) cos(φ + β − γ ) sinφ φ = π − β − γ . (1.2) où w, tu et γ représentent respectivement la largeur de la coupe, l’épaisseur du copeau non déformé et l’angle de coupe.

Ensuite, deux des paramètres importants en usinage que sont la vitesse du copeau et la longueur de contact. La vitesse du défilement du copeau (équation (1.3)) sur la face de coupe de l’outil permet de mieux comprendre tribologique de cette interface. Vcop = Vc sinφ .cos(φ − γ ) (1.3)

Par contre, la longueur de contact permet de définir les formes et la position des brises copeau afin de minimiser l’usure des outils de coupe. En modélisation, la longueur du contact l’outil/copeau sert à l’estimation de l’usure et de la température de l’outil. En effet, la longueur de contact outil/copeau (Lc) dépend de la distribution des contraintes à l’interface de contact comme le montre la Fig. 1. 7 de Zorev (source : Childs [30]) et de la nature du contact.

Tous les modèles thermomécaniques présentés dans ce paragraphe se basent principalement sur le modèle de Merchant présenté précédemment. La thermomécanique indique donc le couplage des phénomènes mécaniques et thermiques (échauffement, déformation, vitesse de déformation, écrouissage, …).
Gilormini [35] a proposé un modèle thermomécanique qui décrit les conditions d’évacuation et de déformation du copeau. Il suppose qu’il existe deux zones de champ de vitesses dans le copeau, tel qu’illustré sur la Fig. 1. 11. Une première zone d’épaisseur δ.tc dans laquelle le champ de vitesse a une forme triangulaire avec une vitesse nulle à l’interface outil/copeau. Une deuxième zone de champ de vitesse uniforme correspondant à la vitesse d’évacuation du copeau.
Ce profil de champ de vitesse rend compte des conditions de glissement à l’interface outil/copeau. Plusieurs études ont mis en évidence que la plus grande partie de l’énergie de déformation plastique est convertie en chaleur. Cette chaleur a une influence sur le comportement du matériau. Pour estimer la température dans la pièce et dans le copeau, Gilormini détermine la fraction de chaleur évacuée dans le copeau et obtient ainsi la distribution de température dans le copeau. La détermination de la température dans le copeau (zone de cisaillement primaire) a permis à Gilormini de proposer une loi de contrainte d’écoulement thermomécanique. En outre, les travaux de Boothroyd [36, 37] ont permis à Gilormini de déterminer la température moyenne à l’interface outil/copeau. Les travaux de Gilormini constituent une base de plusieurs travaux de modélisation thermomécanique de l’usinage.
Dudzinski et al. [38], Moufki et al. [39] ont utilisé des lois de comportement thermoviscoplastique pour modéliser respectivement la coupe orthogonale et la coupe oblique. Dans leurs modélisations, ils indiquent que l’effet d’inertie est important dans le cas des grandes vitesses de coupe et a une influence significative sur le comportement du matériau. Dudzinski et al. et Moufki et al. ont réalisé leurs études en considérant des aciers C18 (AISI 1018, moins écrouissable) et C20 (AISI 1020, plus écrouissable). Ils indiquent que le phénomène de viscoplasticité est plus important à l’entrée de la zone de cisaillement primaire lorsque le matériau est écrouissable et que ce comportement produit un auto-échauffement. En outre, pour étudier l’influence de la température et de la pression sur le comportement de l’interface outil/copeau, Moufki et al [40] ont proposé une loi de frottement qui tient compte de la température du contact outil/copeau et par la suite utilisent cette loi pour modéliser la coupe oblique [10]. Cette modélisation se base sur l’hypothèse de l’écoulement stationnaire et unidimensionnel de la matière dans la zone de cisaillement primaire.
La prise en compte dans les modèles du comportement du matériau, de l’échauffement et d’autres paramètres ont rendu les modèles thermomécaniques plus complexes. Ainsi, les lois de comportement thermomécanique ont conduit au développement de modèles numériques thermomécaniques. Ces dernières sont des moyens de prédiction et d’analyse des procédés d’usinage et leur utilisation est favorisée par l’amélioration des performances des ordinateurs. Un récapitulatif de quelques exemples de lois de comportement des matériaux sont présentés dans le Tableau A1-1 (Annexe1-1). Ce tableau résume les différents travaux de simulation de la coupe réalisés à partir de différents codes de calcul et des lois de comportement des matériaux. Il montre également l’importance de la modélisation et des efforts consentis pour mieux comprendre le processus de coupe.

La modélisation numérique de la coupe devient de plus en plus performante notamment grâce aux avancées de la technologie informatique (puissance des machines). Elle réduit le nombre d’hypothèses souvent trop simplificatrices des modèles analytiques. Néanmoins cette modélisation reste le plus souvent bidimensionnelle à cause du coût excessif de la modélisation tridimensionnelle en termes de temps de calcul et de ressources (espace de stockage de données). La simulation numérique permet de tenir compte de plusieurs paramètres et de leurs interactions comme:
o La déformation.
o La vitesse de déformation.
o La sensibilité à la vitesse de déformation. o L’écrouissage.
o Le frottement à l’interface de contact outil/pièce. o La température à l’interface de contact. Cependant, la méthode de simulation numérique manque de données qui peuvent rendre compte de la rhéologie réelle du matériau usiné afin d’obtenir des résultats numériques fiables. En effet, pour représenter le comportement réel du matériau, plusieurs paramètres sont introduits, ce qui engendre des lois de comportement complexes. Quelques lois de comportements proposées dans la littérature sont résumées dans le Tableau A1-1 (Annexe1-1). L’intégration de nombreux paramètres pose des difficultés dans leur détermination. L’identification de ces paramètres nécessite des moyens importants et parfois difficiles à mettre en œuvre et à maîtriser (essais aux très grandes vitesses de déformation, à différentes températures, barre d’Hopkinson notamment) [41-43].
Ces dernières années, d’autres stratégies d’identification des paramètres des lois de comportement sont apparues. Il s’agit des méthodes inverses couplées avec l’optimisation. Kajberg et al. [44] ont utilisé une de ces méthodes pour identifier les paramètres de la loi de Johnson-Cook du matériau SS 141672. Ils se sont basés sur les simulations numériques en traction couplées avec les des déformations obtenues par des mesures expérimentales à l’aide de caméras lors d’essais de Hopkinson. Récemment, Pujana et al. [45] ont utilisé la même procédure pour déterminer les paramètres de la loi de comportement de Johnson-Cook des aciers 42CrMo4 et 20NiCrMo5, en se basant sur des études expérimentales d’usinage.
En usinage, bien que les modèles numériques intègrent le comportement du matériau, il existe encore des difficultés notamment dans la modélisation de l’interface de frottement outil/copeau. Dans certaines conditions, la gestion du contact outil/copeau (coefficient de frottement) devient un paramètre d’optimisation [46]. Ainsi, Ceretti et al. [46] ont utilisé dans leur modèle numérique 3D, un coefficient de frottement de Tresca m = 0,2 au lieu de m = 0,8 obtenu expérimentalement afin d’obtenir les résultats numériques comparables à ceux expérimentaux. En outre, Zorev a montré que la distribution des contraintes normales et de cisaillement sont non uniformes à l’interface de frottement outil/copeau. Par contre, le plus souvent, ce coefficient de frottement est considéré constant, ce qui ne permet pas une prédiction correcte des efforts de coupe, de la température et des autres paramètres (longueur de contact, déformation…). Ceci peut justifier la mauvaise concordance entre les résultats expérimentaux et les résultats numériques obtenus par Ceretti et al. [46] en considérant le coefficient de frottement de Tresca issu de l’expérience. Récemment Özel [47] a étudié, par simulation numérique en 2D, l’influence des lois de frottement sur les efforts (Fc et Ff), la longueur de contact (Lc), l’angle de cisaillement (φ) et la température maximale à l’interface de contact outil/copeau (Tmax). Le Tableau 1. 1 résume les résultats expérimentaux de Childs et al. [48] comparés aux résultats numériques de Özel [47] basés sur deux lois de frottement. Ces résultats sont obtenus en coupe orthogonale de l’acier C45 (AISI 1045) avec un outil en carbure fritté de grade P20, en utilisant une vitesse de coupe de 250 m/min, une avance de 0,1 mm et une largeur de coupe de 2,5 mm.

Pour construire un modèle thermique qui soit le plus représentatif des phénomènes thermiques observés en usinage et qui soit capable de prédire les températures rencontrées lors des expériences, il convient de connaitre :
o Les différents modes de transfert de chaleur et les différents régimes thermiques.
o Les conditions aux limites dans le processus de coupe (conditions environnementales de l’usinage).
o La quantification de la distribution de la chaleur dans les zones de production et aux interfaces de frottement.
Chacun des thèmes ci-dessus a fait l’objet de plusieurs études. Les modes de transfert thermique rencontrés en usinage sont classiquement connus à savoir : la conduction, la convection et le rayonnement. Notons que les deux premiers modes sont majoritaires et sont souvent couplés. Un bilan thermique dans chaque zone permettra une bonne analyse des phénomènes thermiques.
Bilan thermique des Zones 1 et 3 : Production de chaleur due à déformation plastique.
Le bilan thermique dans ces zones est donné par la relation (1.7) : . .ρc T + k ∇ T = Q plas (1.7)
Où ρ, c et k sont respectivement la masse volumique, la capacité thermique et la conductivité thermique du matériau usiné, le premier terme représente la variation temporelle de la température, le second représente la conduction et le membre de droite représente la dissipation due à la déformation plastique.
Dans le cas de la déformation rapide, le phénomène de la conduction est négligeable. Ce cas correspond à un système thermique adiabatique. En effet, en usinage et particulièrement à grande vitesse de coupe, la thermique dans la zone de cisaillement primaire est modélisée comme adiabatique, comme le montre bien les différentes configurations de la Fig. 1. 14. Cette hypothèse est bien justifiée puisque le phénomène de déformation plastique est très rapide, limitant ainsi le phénomène de conduction. Par contre dans la zone 4 où il y a une forte pression et une stagnation de la matière, la condition d’adiabaticité n’est plus valable d’autant puisque la conductivité dépend de la pression de contact. La Fig. 1. 14 montre un récapitulatif réalisé par Komanduri et Hou [55]. Elle illustre différents modèles phénoménologiques de l’analyse thermique de la première zone de cisaillement. En effet, pour bien prendre en compte la température dans les lois de comportement des matériaux à usiner, la température de cette zone doit être bien connue. L’inaccessibilité de cette zone rend difficile la mesure de la température. Ainsi beaucoup d’efforts continus d’être consentis pour mieux prédire la température. Ces efforts concernent la répartition de la chaleur entre la pièce et le copeau dans la zone 1 d’une part et entre l’outil et le copeau dans la zone 2 d’autre part.

Ce paragraphe a pour objectif de synthétiser les travaux sur l’étude des phénomènes de contact et d’usure aux interfaces de frottement outil/copeau et outil/pièce. Ces études sont généralement menées soit par une approche directe en usinage soit par une approche indirecte basée sur l’utilisation de tribomètres classiques ou adaptés. Dans un premier temps, une synthèse sur les modes d’usure des outils de coupe est présentée. Dans un deuxième temps, les différentes approches d’études tribologiques sont traitées.

Les principaux modes d’usure des outils de coupe.

Les différents modes d’usure identifiés dans la littérature sont : l’usure par adhésion, l’usure par abrasion, l’usure par diffusion et l’usure par fatigue. Il faut noter que l’usure par déformation plastique peut être associée à l’usure par abrasion.

L’abrasion constitue le mode d’usure le plus répandu dans le domaine industriel notamment en usinage [1]. L’action des aspérités des corps en contact se fait par déformation plastique ou par micro-coupe. L’abrasion se caractérise par la présence de rayures, de griffures, d’arrachements de petites particules, de polissage, etc… Ces endommagements sont souvent observables sur le matériau le plus tendre. Par contre, ils peuvent être également observés sur les surfaces dites dures du fait d’inclusions dures dans le corps tendre ou de particules dures issues du corps dur. En effet, les particules arrachées peuvent être évacuées hors du contact, être incrustées dans un des deux corps ou être à l’interface des deux corps pour former un troisième corps et participer au mécanisme d’usure.

L’usure par adhésion constitue le deuxième mode de dégradation rencontré en usinage. Sous l’effet de la déformation et des effets de micro-coupe, présentés dans le cas de l’abrasion, de nouvelles surfaces en contact se forment et ces surfaces sont très réactives. S’il y a une affinité entre les éléments chimiques des corps en contact, il y a adsorption (soudure froide) ou solubilité (soudure chaude). L’adhésion est favorisée par des températures localement très élevées (températures flash) induites par le contact répété entre les aspérités. Le résultat de l’adhésion est le transfert de la matière du corps qui présente l’énergie de cohésion la plus faible sur son antagoniste. L’arête rapportée, généralement observée dans le cas de l’usinage des matériaux écrouissables à faible vitesse de coupe, est une forme d’usure par adhésion. Ce mode d’usure a été observé par Han [2] lors de l’usinage des aciers 100Cr6 (AISI 52100), C45 (AISI 1045) et 42CrMo4 (AISI 4140) avec un outil en WC-Co.

La diffusion est un mécanisme de solubilité et de migration des atomes d’un corps à l’autre, dans le cas des corps solides. Il faut donc une affinité entre les éléments de la matière usinée et ceux de l’outil. La diffusion apparaît aux grandes vitesses de coupe et dans le cas où la température de l’outil de coupe est très élevée [3]. C’est un phénomène physico-chimique thermiquement activé, sous fortes pressions de contact. La diffusion est mise en évidence par la présence de nouveaux composés aux dépens des composés initiaux.
Des travaux restent à faire pour la mise en évidence et la compréhension des mécanismes de diffusion. Cela demande des moyens d’analyse adaptés et présente de réelles difficultés. En particulier, l’observation des mécanismes de diffusion se fait en post-usinage. Il faut donc arriver à quantifier la part d’une formation probable de ces composés dans le cas statique (intervalle de temps qui sépare l’opération d’usinage et l’analyse chimique) et la part de ces composés formés dans le cas dynamique (pendant l’usinage).

Le phénomène de fatigue est généralement dû à deux types de sollicitations : mécanique et thermique. La fatigue thermique est provoquée par la variation périodique de la température imposée à l’outil dont la dilatation est empêchée. Dans ces conditions, les contraintes créées par les gradients thermiques entre la couche superficielle et celles sous-jacentes, provoquent des fissurations et des écaillages. La fatigue mécanique est due aux vibrations, au frottement, et sollicite l’outil en compression et traction alternées.
L’ensemble des modes de dégradation est influencé par la température. Une cartographie des modes d’usure en fonction de la température établie par Opitz et König [4] est illustrée sur la Fig. 2.
1. Selon ce schéma, les modes d’usure observés à toute température sont l’adhésion et l’abrasion. L’abrasion induisant des volumes de matière enlevée plus importants que l’adhésion aux faibles températures ; la tendance est inversée aux températures moyennes. Aux hautes températures apparaissent l’usure par fatigue ou affaiblissement plastique et la diffusion.
Les différents modes d’usure présentés sont responsables de différentes formes d’usure des outils de coupe qui sont présentées dans le paragraphe suivant.

Les principales formes d’usure des outils de coupe sont illustrées sur la Fig. 2. 2 [5]. Ces formes sont directement les conséquences d’interactions entre la matière usinée, le copeau et l’outil et dépendent aussi du rôle de la température.

L’usure en dépouille se manifeste sur la face en dépouille et sur le rayon de bec de l’outil. Elle est due au frottement de la pièce sur l’outil. C’est une forme d’usure fortement abrasive. L’adhésion peut apparaître également dans le cas de l’usinage de matériaux ductiles. L’abrasion est due à la présence d’inclusions dures dans la matière usinée et aussi à des particules provenant de l’outil qui peuvent s’incruster à l’interface outil/pièce.
Le mode d’usure par abrasion a également été observé sur les outils en carbure (WC-Co) par Cho et Komvopoulos [7] lors d’une étude comparative de l’usure des outils en carbure avec ou sans revêtement (TiC/Al2O3) et (TiC/Al2O3/TiN). Cette étude concerne l’usinage de l’acier 34NiCrMo6 (AISI 4340) avec une vitesse de coupe de 240 m/min, une vitesse d’avance comprise entre 0,254 et 0,406 mm/tr et une profondeur de passe de 1,27mm. Les auteurs indiquent qu’une faible température à l’interface outil/pièce et qu’une prédominance de la déformation de l’interface de contact outil/pièce due au frottement entre deux corps massifs justifient l’absence de diffusion sur la face en dépouille. La même observation est faite par plusieurs autres auteurs [8-10].

L’arête rapportée se manifeste par un dépôt de la matière usinée sur l’arête de coupe. C’est une sorte de soudure qui se produit entre deux matériaux. Elle se localise préférentiellement sur la face de coupe, mais apparaît dans certains cas sur la face en dépouille. La Fig. 2. 4 illustre un exemple d’arête rapportée obtenue par Li et Liang [11] pendant l’usinage de l’acier C45 (AISI 1045) avec un outil en WC-Co. L’usinage a été réalisé avec une vitesse de coupe de 45,75 m/min, une vitesse d’avance de 0.0762 mm/tr et une profondeur de passe de 1,016 mm. Cette arête rapportée, observée à faible vitesse, confirme les résultats généralement obtenus en usinage [9]. L’adhésion apparaît généralement pour de faibles vitesses de coupe et pour des matériaux ductiles ou fortement écrouissables comme le cas des alliages d’aluminium. List [9] a ainsi constaté la formation d’une arête rapportée importante pendant la coupe orthogonale de l’alliage d’aluminium 2024–T351 avec un outil WC-Co (K20) en utilisant une vitesse de coupe de 60 m/min, une profondeur de coupe de 0,1 mm et une largeur de coupe de 4 mm.
L’entaille est une forme d’usure sévère localisée sur l’arête de coupe. Elle est due généralement à la sollicitation combinée (traction-compression) de la partie active de l’outil lors de l’usinage de surfaces très dures. Dans certains cas d’usinage où la température devient importante, l’entaille peut provenir d’un écaillage et donc d’un phénomène de fatigue thermomécanique. Ebrahimi et Moshksar [12] ont montré tout récemment que l’apparition de l’entaille dépend de la microstructure de la matière usinée. En effet, ils observent que pour deux matériaux de même dureté et de microstructures différentes, l’entaille sur l’outil est plus importante dans le cas de l’usinage du matériau dont la microstructure contient des inclusions dures. Les matières usinées dans leur étude sont des aciers C45 (AISI 1045), 42Cr4 (AISI 5140) (contenant des inclusions dures) et 27MnSiVS6 (contenant des inclusions de MnS). Ils ont utilisé un outil en WC-Co avec les conditions de coupe suivantes : vitesses de coupe comprises entre 10 et 250 m/min et vitesses d’avance de 0,11- 0,22 et 0,44 mm/tr. Leurs résultats ont montré également que l’usure par abrasion est plus importante sur la face en dépouille dans le cas de l’usinage des aciers C45 (AISI 1045) et 42Cr4 (AISI 5140).

L’usure en cratère est localisée sur la face de coupe d’un outil. Elle est due au frottement du copeau sur la face de coupe. Lorsqu’il y a affinité chimique, il y a dissolution ou diffusion des éléments de l’outil vers la pièce et vice-versa. Il semble que ces mécanismes soient responsables de la formation d’un cratère comme le montre la Fig. 2. 5 [13], dans le cas de l’usinage du titane Ti-6Al-4V avec un outil en WC-6%Co ISO K20 en utilisant une vitesse de coupe de 85 m/min, une vitesse d’avance de 0,2 mm/tr et une profondeur de passe de 2 mm. D’autres mécanismes peuvent être également à l’origine de l’apparition du cratère.
Pour vérifier ces mécanismes, des modèles phénoménologiques de diffusion dynamique et quasi-statique ont été proposés par Trent [14] (Fig. 2. 6) et Qi et al. [15] (Fig. 2. 7). Dans le cas du modèle de diffusion dynamique, Trent [14] a mis en évidence ces mécanismes lors de l’usinage de l’acier avec des outils en carbure WC-TiC-Co. Par contre, le modèle de Qi et al. [15] a été proposé suite à une étude statique, c’est-à-dire maintien en contact permanent sous une pression et une température fixées, d’un échantillon de carbure WC-TiC-Co et d’un échantillon d’acier. Une investigation similaire à celle de Trent a été menée par List [16] pour analyser les mécanismes de diffusion à l’interface d’une arête rapportée et de la face de coupe. Cette étude a montré la diffusion d’atomes d’aluminium dans l’outil de coupe. Cette diffusion est possible en raison de l’affinité qui existe entre l’aluminium et le cobalt. Les études de List [16] ont été confirmées par celles de Jianxina et al. [17] qui ont mis en évidence la présence du cobalt et du tungstène cette fois dans l’alliage de titane Ti6Al4V par une expérience de diffusion quasi-statique similaire à celle de Qi et al. [15]. Il faut préciser que ces techniques, qui confirment l’affinité chimique qui peut exister entre certains éléments des matériaux en contact, se font sur des temps relativement longs.