Chapitre IV. Caractérisation quasi-statique en traction perpendiculaire
IV.1.2 Étude des résultats expérimentaux
Après la caractérisation du comportement en flexion des structures sandwich, une analyse expérimentale de la résistance de l’interface peau/âme a été réalisée. La qualité de cette interface, déterminante pour les propriétés mécaniques du sandwich, doit en effet être vérifiée. En effet, plusieurs types d’âme ont été utilisés afin de se rendre compte de l’influence de leur masse volumique sur la résistance de l’interface. Les données concernant les propriétés des matériaux constituants sont disponibles au début de cette partie dans le Tableau III-12.
Les courbes contrainte/déformation ont été analysées ainsi que les modes de rupture des éprouvettes. Pour commencer, la Figure III-128 présente les courbes moyennes de contrainte/déformation de tous les échantillons testés. Pour chaque type, il y a seulement deux éprouvettes qui ont été validées, à cause de la difficulté de l’essai ainsi que la géométrie courbe des éprouvettes. Ces échantillons ont une masse volumique entre 29 et 200 kg/m3 et
se présentent sous différentes configurations (nid d’abeille, quadrillé, standard). Initialement, la forme arrondie du début des courbes est due à la mise en tension progressive de tout le système expérimental. Cette partie initiale concerne aussi le début de l’application du chargement dans la zone de la liaison collée entre les supports en acier et l’échantillon en composite sandwich. Il faut donc prendre en compte ce point et bien limiter la partie linéaire de chaque courbe. Une précharge aurait pu masquer ce phénomène.
Sandwich avec mousse PET 70 Kg/m3 – Quadrillée h = 33 mm
Sandwich avec mousse PET 70 Kg/m3 - Standard h = 33 mm
Sandwich avec mousse PET 100 Kg/m3 - Standard h = 33 mm
Sandwich avec mousse PET 150 Kg/m3 - Standard h = 33 mm
Sandwich avec mousse PET 200 Kg/m3 - Standard h = 33 mm
Sandwich avec âme en Nida PP 65 Kg/m3 h = 33 mm
Sandwich avec mousse PU 29 Kg/m3 avec ponts en verre 3D h = 33 mm
Figure III-128 : Résultats des essais de traction perpendiculaire quasi-statique : courbes contrainte - déformation pour les différents matériaux testés.
Chaque courbe est une combinaison des comportements élastiques de l’âme constituante, du composite et de la colle. Toutefois, les contraintes maximales à rupture apparaissent plus variables. Il y a donc une certaine logique par rapport à la densité des âmes. En effet, on note un écart relatif compris entre 50 et 55 % pour les catégories d’échantillons en mousse PET par
0,77 0,70 1,08 1,28 1,55 0,47 0,03 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 0% 1% 2% 3% 4% 5% 6% 7% 8% 9% 10% C on tr ai n te m ax e n tr ac ti on " σt p " (M P a) Déformation "ε" (%)
exemple, en passant d’une masse volumique de 70 kg/m3 à 200 kg/m3. Cela confirme que la
contrainte maximale augmente avec la densité de l’âme constituante. Concernant les sandwich en nid d’abeille PP, la structure présente une raideur quasiment similaire à celle en mousse PET standard (70 kg/m3), avec un décalage entre les valeurs de contraintes
maximales de 33 %. D’autre part, à un même niveau de densité d’âme de 70 kg/m3 avec
deux configurations différentes (mousse quadrillée et mousse standard), la résine ainsi présente dans les vides du quadrillage modifie significativement les propriétés mécaniques globales. Par exemple, la structure avec la mousse quadrillée a une contrainte maximale en traction de plus de 9% par rapport au même matériau sans quadrillage. Pour tous les essais, le Tableau III-17 résume les caractéristiques mécaniques moyennes obtenues en traction perpendiculaire : charge de rupture, déplacement correspondant et raideur élastique qui constitue la pente de la partie linéaire de la courbe force-déplacement. En ce qui concerne le sandwich avec la mousse en PU à 29 Kg/m3, la structure globale a une très faible résistance
en traction relativement aux autres matériaux candidats. Cela prouve que la liaison entre les peaux constituantes et l’âme doit être forte en faisant attention à l’adaptabilité du type de l’âme avec la méthode de fabrication de la structure sandwich. Le choix de l’âme s’avère être déterminant concernant ce type de sollicitation. Dans le cas des âmes en PET avec différentes densités de 70, 100, 150 et 200 kg/m3, la densification de ce constituant a permis de multiplier par 4 la raideur élastique de la structure globale. Cela confirme les premières constatations faites sur les courbes illustrées sur la Figure III-128.
(1) (2) (3) (4) (5) (6) (7) Echantillon sandwich avec Âme Quad PET [70] Âme Standard PET [70] Âme Standard PET [100] Âme Standard PET [150] Âme Standard PET [200] Âme PP en Nida [65] Âme PU en 3D [29] Charge de rupture (N) 1545 1474 2128 2442 3018 1644 155 Déplacement correspondant (mm) 0,52 1,18 0,92 0,75 0,69 1,53 2,12 Raideur élastique (N/mm) 3831 1223 1333 3505 5272 1436 32
Tableau III-17 : Caractéristiques mécaniques obtenues en traction perpendiculaire.
En parallèle, une modélisation par éléments finis de l’essai de traction perpendiculaire est effectuée afin de comparer les résultats expérimentaux et numériques, en tenant compte des différents paramètres importants qui sont la géométrie du matériau et les caractéristiques mécaniques associées, obtenues par les fiches techniques des différents constituants (présentées ensemble au début de cette partie). Les conditions de chargement dans le modèle numérique sont appliquées linéairement en considérant un contact surfacique entre le support supérieur mobile du dispositif d’essai et la structure à tester (Figure III-129).
(a) (b)
Figure III-129 : Modélisation numérique des éprouvettes sandwich avec mousse en PET 70 : (a) modèle quadrillé et (b) modèle standard.
Pour des raisons de simplification du modèle, la structure est assimilée à un corps rigide ayant deux principales parties : l’âme qui est située au milieu avec une épaisseur de 25 mm et les deux peaux minces au-dessus et dessous de l’âme dans chaque modèle ayant 4 mm d’épaisseur chacune. Les dimensions globales de l’échantillon modèle sont 45 x 45 x 33 mm. De plus, le contact physique entre le support mobile et la structure sandwich est remplacé par un déplacement qui est appliqué à la surface extérieure de la peau supérieure (Figure III- 129). Concernant la surface inférieure de la structure modélisée, une contrainte d’encastrement lui est attribuée pour représenter au mieux l’essai réel. D’autre part, la taille du maillage a été vérifiée par une étude de convergence. En effet, la variation de ce paramètre peut avoir un effet significatif sur les résultats numériques. Cependant, grâce à l’utilisation d’un déplacement linéaire comme condition aux limites dans le modèle et à la simplification de la géométrie globale, le temps de calcul est assez court (moins de 2 min). Les Figure III-130 et Figure III-132 montrent la variation des valeurs expérimentales de la contrainte maximale et le module de traction perpendiculaire concernant les différentes configurations des structures sandwich, numérotées de 1 à 7 dans le Tableau III-17. Ces valeurs sont calculées en se basant sur les équations issues de la norme (ASTM C297, 2004).
Puisque les peaux de chaque structure sandwich sont largement rigides par rapport aux âmes étudiées, les différents résultats concernent donc les caractéristiques mécaniques, soit de l’interface âme/peaux, soit du matériau d’âme lui-même. Pour commencer, et en se basant sur les résultats de la Figure III-130, un écart notable est observé entre les valeurs de la résistance en traction issues des fiches techniques des âmes et celles déterminées expérimentalement pour les sandwich. Comme il a été évoqué précédemment, la résine s’incruste dans les cellules des âmes lors de l’enrouement filamentaire et permet de changer les propriétés globales de la structure (Figure III-131). Cette différence de résistance est d’autant plus significative pour les âmes moins denses. C’est le cas notamment des âmes en PET pour lesquelles les valeurs de résistance de la structure globale ne sont pas loin de celles issues des fiches techniques quand la masse relative augmente considérablement (cet écart passe de 50 % dans le cas du PET 70 à 6 % dans le cas du PET standard 200). Ainsi, l’adhésion peaux/âme semble meilleure dans le cas des âmes les plus denses.
Figure III-131 : Illustration de la présence de résine entre les blocs de l’âme.
Concernant les modules de traction (Figure III-132), les échantillons n°1 et n°2 montrent une différence de 74 %, expliquée surtout par la présence d’une certaine quantité de résine sous forme de « ponts » entre les grilles de l’âme quadrillée, multipliant ainsi le nombre de points d’ancrage mécanique contribuant à la résistance de l’interface (Figure III-131).
En effet, la présence de la résine permet de former des ponts entre les peaux constituantes lors de la fabrication des panneaux sandwich qui rigidifient la structure. Une étude numérique qui traite de la variation de ce paramètre (taux de résine présente dans les grilles) sera expliquée davantage dans le chapitre suivant. L’effet de la présence de la résine dans ce type de matériau sera analysé en montrant les différentes méthodes de prise en compte de l’écoulement de cette résine dans les grilles. Comme hypothèse, la structure quadrillée a été modélisée dans cet essai en introduisant 3 niveaux de résine supposée être présente entre les blocs de ce matériau : 0 %, 50 % et 100 %. Leurs géométries correspondantes sont illustrées sur la Figure suivante :
(a) 0% (b) 50% (c) 100%
Figure III-133 : Modélisation numérique de la résine présente dans les grilles du PET.
De ce fait, trois valeurs distinctes de module de traction pour les âmes quadrillées en PET sont illustrées sur la Figure III-132. D’un point de vue expérimental, on peut déduire approximativement que le module relatif à la structure quadrillée réellement testée se situe préalablement entre 13,6 et 61,1 MPa (qui correspondent respectivement à 0% et 50% de résine). La valeur correspondante est représentée par le carré en vert foncé (1ère structure à
gauche). Pour tous les autres matériaux, les valeurs expérimentales et numériques du module de traction présentent en bonne corrélation puisqu’il n’y a pas de ponts de résine (ou vides) au sein des âmes qui les constituent, ni prise en compte des effets de la méthode de fabrication par enroulement filamentaire (écoulement de la résine sur l’âme etc).
Plus généralement il est évident de dire que, d’après les résultats précédents, la contrainte maximale de traction ainsi que le module correspondant augmentent considérablement en fonction de la masse volumique de l’âme. Lors des essais, cette variation de densité est prise en compte dans le but de comparer les différents matériaux d’âme envisagés pour l’étude
afin de pouvoir choisir le matériau le plus adéquat. Les structures ayant des âmes en Nida PP (n°6) et en mousse PU (n°7) sont introduites également dans l’étude. En effet, la structure en nid d’abeille est comparable à celle en PET 70 de point de vue contrainte maximale et module de traction correspondant (~ 2 %). Par contre pour la structure avec une mousse en PU, les valeurs ne sont pas satisfaisantes en traction perpendiculaire avec des valeurs très basses par rapport aux autres structures. Ceci est dû à la nature spécifique de ce matériau d’âme qui n’a pas pu s’adapter correctement au matériau formant les peaux lors de la fabrication des sandwich (problème majeur de liaison âme/peaux).
Pour tous les essais, la rupture des échantillons a été analysée. La Figure III-134 montre l’état des éprouvettes avant l’essai et après pour toutes les configurations étudiées :
Structures
Sandwich Eprouvettes avant l’essai Quelques éprouvettes après traction
Âme PET Quadrillée 70 kg/m3 Âme PET Standard 70 kg/m3 Âme PET Standard 100 kg/m3 Âme PET Standard 150 kg/m3
Âme PET Standard 200 kg/m3 Âme PP en Nid d’abeille 65 kg/m3 Âme PU mousse 3D 29 kg/m3
Figure III-134 : Evolution de l’essai de traction perpendiculaire.
La rupture brusque a eu lieu dans l’âme (celles moins denses de 70 à 100 kg/m3). Cela
signifie que la résistance de l’âme en traction perpendiculaire est inférieure à celle de l’interface. Cette rupture s’est produite aussi sous forme de décohésion de l’interface âme/peau et a été considérée comme valide puisqu’elle montre principalement les bonnes propriétés mécaniques des âmes standards en PET à partir d’une masse volumique de 150 kg/m3. Comme préconisé dans la norme (ASTM C297, 2004), les ruptures dans la colle à
l’interface entre les peaux composites et le montage mécanique ont été ignorées. En général, moins l’âme est dense plus les cellules de sa microstructure sont de grande taille, facilitant ainsi la pénétration de la matrice dans les pores et les cellules ouvertes. Cependant, du fait de l’utilisation d’une résine très fluide avec un procédé de mise en œuvre par voie humide, une âme dense présentant des cellules de petite taille permet de limiter l’absorption d’une trop grande quantité de résine. Cela aurait pour conséquence non seulement l’alourdissement de l’âme, mais aussi le manque de résine en quantité suffisante à l’interface pour permettre une liaison satisfaisante entre les peaux et l’âme.
Afin de valider les essais sur les différents types de spécimens, il a fallu confirmer la répétabilité de chaque essai de traction. Pour commencer, le comportement mécanique de plusieurs éprouvettes en PET, sélectionnées pour chaque configuration sandwich, est illustré sur la Figure III-135, sous forme de courbes charge - variation de l’épaisseur (allongement).
Figure III-135 : Comparaison du comportement en traction perpendiculaire des structures en mousses PET quadrillée et standard.
Puisque toutes les structures comportent des âmes en mousse PET avec différentes masses volumiques, une comparaison est menée entre elles dans le but de comprendre l’effet de la densité de l’âme sur le comportement global du sandwich et de l’interface entre âme/peau. En effet, on constate que lorsque la densité de l’âme sandwich augmente de 70 à 200 kg/m3,
la charge maximale atteinte sur l’échantillon augmente de 50%, qui représente également la résistance à la traction de chaque type de mousse. En outre, le début de toutes les courbes est quasiment similaire dans la partie initiale linéaire, à cause de l’alignement du dispositif d’essai qui représente en gros un pré-chargement du spécimen. Aussi, il faut rappeler que toutes les éprouvettes ont une légère courbure dès le début puisqu’elles ont été fabriquées par enroulement filamentaire. Pour l’ensemble des éprouvettes, la rupture a été instantanée avec quelques fluctuations qui sont remarquées dans le comportement des structures à âme quadrillée à cause de la décohésion des liaisons entre le matériau et la résine présente avec un taux relativement important dans les vides.
La légère dispersion des données, remarquée en particulier en termes de rigidité, peut être due en partie à la non-homogénéité géométrique des spécimens. Ces variations s’expliquent par le prélèvement local d’échantillons de petite taille dans des panneaux sandwich de grandes dimensions. Elles peuvent expliquer la dispersion des charges de rupture mesurées au sein de chaque catégorie. D’autre part, l’influence de la masse volumique de l’âme est clairement visible sur les résultats synthétisés en Figure III-135. Dans le même cadre, et d’après la Figure III-136, on remarque que le comportement des structures en nid d’abeille (Figure III-136-a) est moins catastrophique que celles avec des mousses en PET plus rigides, avec une légère différence de charge maximale constatée à + 10 % si on les compare avec les structures PET standard à 70 kg/m3. Le module de traction relatif varie peu entre les deux
seules éprouvettes validées lors de l’essai, comme illustré sur la Figure III-136-c. Pour la structure à âme en mousse PU 3D (Figure III-136-b), une seule éprouvette a été validée sur
les cinq essayées. Ceci est dû probablement à un défaut d’adhésion entre les surfaces extérieures de cette âme et les peaux en composite lors de la fabrication. De plus, il est clair que le comportement de ce type d’échantillon en traction n’est pas satisfaisant pour notre cas d’étude.
(a)
(c)
(b)
(d)
Figure III-136 : Comportement des structures en nid d’abeille PP (a) et en mousse 3D PU (b) en traction perpendiculaire avec les modules correspondants (c-d).
Pour conclure, cette méthode d'essai de traction perpendiculaire a été utilisée essentiellement pour calculer la résistance à la traction et le module de l’âme sandwich, qui se situent parmi les propriétés mécaniques fondamentales des composites sandwich. Aussi, et afin de juger de la qualité de l’interface peau/âme, les contraintes à la rupture obtenues précédemment ont été comparées à des résultats de la littérature obtenus par des essais de traction perpendiculaires sur diverses configurations de sandwich. Le Tableau III-18 synthétise les différents éléments de comparaison, notamment le type de peau composite, la valeur de la masse volumique de l’âme (ρa) ainsi que la résistance de l’interface mesurée σi.
0,0 0,3 0,6 0,9 1,2 1,5 1,8 2,1 0,0 0,6 1,2 1,8 2,4 3,0 3,6 4,2 4,8 5,4 Fo rc e (C h ar ge ) ( k N )
Variation d'épaisseur (Allongement) (mm) Structure NIDA 65 0 5 10 15 20 25 30 35 0 1 2 3 M od u le d 'é la st ic it é ap p ar en t (M P a) N° d'éprouvette
Fiche Technique - Âme Structures Nidaplat 65 Modèle Numérique 0,00 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,0 0,4 0,8 1,2 1,6 2,0 2,4 2,8 Fo rc e (C h ar ge ) ( k N )
Variation d'épaisseur (Allongement) (mm) Structure SAER 29 0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 0 1 2 M od ul e d 'é la st ic it é ap pa re nt ( M P a) N° d'éprouvette
Fiche Technique - Âme Structures Saerfoam 29 Modèle Numérique
La Figure III-137 présente une comparaison de ces différents résultats en normalisant la contrainte à la rupture σi par la masse volumique de l’âme ρa. La résistance de l’interface
peau/âme des sandwich étudiés apparaît alors comparable à celles de structures à peaux GFRP ou CFRP et à âme en mousse de densité comparable.
Grandeur Type de peau Type d’âme (kg/mρa 3) (MPa) σi Source A Carbone Prepreg Nida Alu modifié 39,5 0,95 (HOU, et al., 2010)
B Carbone Prepreg Nida Alu 39,5 0,86 (HOU, et al., 2010)
C Lin / Elium Balsa 150 2,28 (MONTI, 2016)
D Lin / Elium Balsa 250 3,24 (MONTI, 2016)
E Polyester Verre / Mousse PET quadrillée 70 0,77 Figure III-128
F Polyester Verre / Mousse PET standard 70 0,70 Figure III-128
G Polyester Verre / Mousse PET standard 100 1,08 Figure III-128
H Polyester Verre / Mousse PET standard 150 1,28 Figure III-128
I Polyester Verre / Mousse PET standard 200 1,55 Figure III-128
J Polyester Verre / Nida PP 65 0,47 Figure III-128
K GFRP Mousse PU 96 0,79 (TUWAIR, et al., 2015)
L GFRP Nida PP 110 0,80 (CORREIA, et al., 2012)
M Carbone / Epoxy Mousse PU 160 1,04 (SOK, 2012)
N Polyester Verre / Mousse PU 29 0,04 Figure III-128
Figure III-137 : Comparaison des résistances à l’interface σi de différents matériaux sandwich