Chapitre 2 : SYNTHESE DES TRAVAUX EFFECTUES
I. 1.5- Analyse des résultats
I.1.5.1- Influence de la granulométrie sur les caractéristiques du mélange bois polystyrène (CBPo)
I.1.5.1.1- Taux de compactage
Les courbes de variation de l’épaisseur des mélanges en fonction de la force de pressage présentent les mêmes allures pour toutes les compositions granulaires (Figure 1, Figure 2-2, Figure 2-3).
Ainsi on constate trois (03) Zones pour chaque courbe comme indiqué sur les figures ci-dessus et on a :
dans zone 1, on constate une brusque décroissance de l’épaisseur du mélange c’est-à-dire la grande partie du compactage s’est réalisé dans cette zone soit en moyenne 90%
pour tous les composites. Ceci est dû par le faite qu’au début du compactage les mélanges contiennent assez de vides. Ces interstices disparaissent sous l’effet d’une force moyenne à cause du ré-enchevêtrement entre particules ce qui crée la diminution considérable de l’épaisseur du mélange.
dans la zone 2, la variation de l’épaisseur est peu importante. Lorsque dans la deuxième zone, la variation de l’épaisseur est peu importante. Lorsque la force croît, les vides dans le mélange ayant diminués, les mouvements des particules diminuent. C’est pour cela on observe une faible variation de l’épaisseur.
dans la zone 3, l’épaisseur des mélanges est quasi constante ce qui indique la fin du compactage.
Figure 2-30 : Influence de la granulométrie sur les classes granulaires
0 10 20 30 40 50 60
CBPo -160 CBPo -315 CBPo -630
T au x de co mpact age %
Classes granulaires
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I.1.5.1.2- Stabilisation de la masse des plaques
Les courbes illustrant la stabilisation de la masse des plaques bois/polystyrènes (CBPo) montrent des allures similaires pour les différentes classes granulaires (figure 4, figure 2-5, figure 2-6).
Nous remarquons d’abord une première zone où la variation des masses des plaques est considérable et ensuite une zone de la courbe quasi linéaire montrant la stabilisation de la masse. Nous constatons aussi que toutes les masses se sont stabilisées au bout de 192h soit 8 jours. Les pertes de masse des composites CBPo-630, CBPo-315, CBPo-160 sont respectivement 13,39%, 16,39%, 17,78%. Ce qui nous permet de dire qu’en adéquation avec leurs compositions granulaires la stabilité de masse est une fonction décroissante de la granulométrie.
Nous concluons que la granulométrie a une influence peu remarquable sur la stabilisation de la masse des composites bois/polystyrène. La diminution de la masse serait due à l’évaporation de l’essence sous l’effet de l’air.
Figure 2-31 : influence de la granulométrie sur la stabilisation des masses
I.1.5.2- Influence de la granulométrie sur les caractéristiques physiques des composite
I.1.5.2.1- Masse volumique et le taux d’humidité
Composites bois/polystyrène et bois/plastiques
Les CBPo et les CBPL ayant les masses volumiques les plus élevées avant immersions dans l’eau sont ceux constitués de particules fines. Les masses volumiques des 630,
CBPo-0,00
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315, CBPo-160 sont respectivement 0,566±0,016, 0,568±0,018, 0,686±0,009 pour les CBPo et 0,855±0,058, 0,858 ±0,021, 0,880 ±0,019 (Tableau–XI) pour les CBPL. Ces résultats ne sont pas totalement en adéquation avec ceux obtenus par CHABI (2012) pour les CBPo, mais en corrélation avec ceux de GUIDIGO (2012) pour les CBPL. Cependant, CHABI a relevé que la granulométrie est une fonction décroissante de la masse volumique des composites. Nous remarquons à travers ces résultats une légère différence entre les masses volumiques d’une classe granulaire à une autre. Donc nous pouvons déduire que la granulométrie n’a pas une influence remarquable sur la masse volumique des bois/polymère. Par ailleurs, nous obtenons des masses volumiques des composites après immersion dans le même ordre que celles obtenues avant immersion 1,099±0,019, 1,035±0,049, 1,046±0,016 pour les CBPo et 0,893±0,045, 0,949±0,007, 1,056±0,022 (Tableau–XI) pour les CBPL. Dans ce cas nous pouvons dire que la masse volumique est une fonction décroissante de la granulométrie après immersion des composites CBPL dans l’eau.
Nous remarquons aussi que les CBPo ayant un taux d’humidité et un pourcentage d’absorption plus élevés sont ceux constitués de plus grosses particules, de même que les CBPL. Donc le taux d’humidité est une fonction décroissante de la granulométrie des composites monocouches.
Composite tri-couches
Les masses volumiques des CTC-630, CTC-315, CTC-160 sont respectivement 0,903±0,005 ; 0,942 ; 0,963±0,003. Nous constatons que les CTC-160 ont la plus grande masse volumique et présentent aussi un pourcentage d’absorption moins élevé que celui des CTC-630. Cette absorption s’explique par le fait que les composites constitués de grosses particules sont plus poreux que ceux avec des particules fines. La granulométrie est une fonction décroissante de la masse volumique des composites de types sandwich. Par contre le taux d’humidité croit avec la granulométrie.
Au total nous déduisons que les composites constitués de grosses particules ont une grande absorption massique d’eau ; ce qui est en accord avec la littérature (Migneault, 2007) et (Migneault et al, 2008a). Migneault a montré que les fibres longues ont une absorption de 72% que celle des fibres courtes.
I.1.5.2.2- Stabilité dimensionnelle
Composite bois plastique et composite polystyrène
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Après immersion des plaques dans l’eau pendant 24h et 48h, nous ne notons aucun gonflement dans les trois axes donc pas de gonflement volumique des plaques en composite bois/polystyrène. Cependant, ce sont les plaques réalisées avec de grosses particules, qui ont plus absorbé d’eau. Ces résultat est en accord avec ceux de CHABI (2012) et de Migneault (2007), qui ont montré que les fibres les plus courtes donnent des composites bois/plastiques avec une meilleure stabilité dimensionnelle.
Composite tri-couche à peaux bois/plastique et âme bois/plastique
Après immersion de la plaque tri-couche pendant 24h et 48h, nous ne notons aucun gonflement dimensionnel.
I.1.5.3- Influence de la granulométrie sur les propriétés mécaniques des composites monocouches
Les courbes de comportement présentent les courbes similaires pour tous les composites. En effet, on observe trois (3) zones pour toutes les courbes.
Dans la zone 1, la courbe est sensiblement linéaire dite élastique c’est-à-dire que les forces sont proportionnelles aux déplacements (loi de Hooke).
Dans la zone 2, la courbe est non linéaire. Cette zone est dite plastique : les déformations deviennent alors plus grandes sous l’effet d’une faible variation de la force.
La zone 3 est la zone de rupture du composite ; On constate que la plaque ne se rompt pas directement sous la charge de rupture ; on observe une certaine déformation du matériau sous la charge maximale.
I.1.5.3.1- Les Modules d’élasticité (MOE) et Module de rupture (MOR) des CBPo
Les composites ayant le MOE le plus élevé sont ceux constitués de particules plus grosses (Figure 2-32). Donc le MOE est une fonction croissante de la granulométrie. Ces résultats sont en étroite corrélation avec ceux obtenus par (CHABI et al., 2012). En effet, les travaux de Julson (2004) (cf. Tableau –III) ne mettent pas en exergue une relation entre le module d’élasticité et la granulométrie ; néanmoins il a confirmé que les composites dont la granulométrie de sciure est la plus petite ont le module d’élasticité le plus faible.
De même le MOR est une fonction croissante de la granulométrie puisque les composites ayant le MOR le plus élevé sont ceux constitués de particules plus grosses granulométrie a une influence sur le module d’élasticité d’un composite (Tableau -III).
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Figure 2-32 : histogramme de comparaison des MOE des composites CBPo
Figure 2-33 : histogramme de comparaison des MOR des composites CBPo
I.1.5.3.2- Les Modules d’élasticité (MOE) et Module de rupture (MOR)
Les composites ayant le MOE et le MOR les plus élevés sont ceux constitués de plus petite particules (Figure 2-34 et 2-35). Ce résultat est en étroite corrélation avec la littérature (Julson et al, 2004). Nous pouvons déduire que le MOE est une fonction décroissante de la granulométrie. De même le MOR est une fonction décroissante de la granulométrie (Figure 2-35)
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Figure 2-34 : histogramme de comparaison des MOE des composites CBPL
Figure 2-35 : histogramme de comparaison des MOR des composites CBPL
I.1.5.4- Influence de la granulométrique sur les caractéristiques mécaniques des composites tri-couches
Module de rigidité
Les composites de type sandwich présentant la plus grande rigidité (D) en flexion sont ceux constitués de particules fines. Ainsi les modules de rigidité des 630, 315 et CTC-160 sont respectivement 130,351±12, 135,173±6,52, 143,976±1235 (Tableau -XIII). Ce résultat est en corrélation avec la littérature (Migneault et al., 2007). Migneault (2007) et CHABI(2012) ne mettent pas en exergue la relation entre le module de rigidité des structures sandwich avec la granulométrie mais ils ont montré que les fibres de bois plus courtes offrent une meilleure rigidité. Donc la granulométrie est une fonction décroissante de la rigidité du matériau sandwich. Ce résultat est conforme avec celui obtenu des monocouches CBPL car les peaux du sandwich sont en CBPL.
0
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Module de cisaillement de l’âme (Ga) et le module de cisaillement (N) du sandwich en flexion
Les CTC ayant les N et Ga les plus élevés sont remarqués avec les composites comportant de grosses particules. Les valeurs des N des CTC-630, CTC-315, CTC-160 sont respectivement 7710,242±39 ; 3782,94±212 ; 3185,59±156 puis celles des Ga sont 3,598±0,183 ; 1,568±0,294 ; 1,452±0,07 (Tableau -XIII). En ce qui concerne les valeurs de Ga, elles traduisent le comportement du CBPo, qui est pris comme cœur du matériau sandwich en cisaillement d’autant plus que le cœur a pour rôle de transmettre par cisaillement les charges reçues par la peau supérieure à la peau inférieure du matériau sandwich. Il ressort de ces résultats que les modules de cisaillement de l’âme et de la structure sandwich croient avec la granulométrie. Ce résultat est en accord avec A. Mir et al. (2011) (tableau-XXXIV).
Au total, nous retenons que plus la structure sandwich est rigide moins elle offre une rigidité en cisaillement (Tableau -XIII).
Résistance à la rupture des CTC
L’analyse des résultats nous a permis de constater que les CTC qui offrent les meilleures résistances en flexion sont ceux constitués des particules plus grosses (8,797±0,897MPa). Ce résultat est en accord avec celui de (A. Mir et al., 2011). Donc la résistance mécanique des CTC est une fonction croissante de la granulométrie. L’histogramme de comparaison est représenté ci-dessous :
Figure 2-36 : l’histogramme de comparaison des résistances à la rupture
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I.1.5.5- Analyse du comportement des composites tri-couches en flexion
Les résultats obtenus (d’après les essais de flexion) montrent à travers les figures 2-21, 2-22, 2-23 et 2-24 que toutes les courbes présentent presque les mêmes allures puis trois (03) domaines s’identifient du comportement des plaques. Ces domaines peuvent être décris comme suit :
Dans le domaine 1, la courbe est sensiblement linéaire c’est-à-dire que la charge P augmente linéairement avec la flèche w. Ce comportement linéaire correspond essentiellement au travail des peaux en traction et en compression dans la zone élastique du matériau ;
Le domaine 2 révèle la partie non linéaire de la courbe. Ce comportement dépend principalement des propriétés de l’âme sous l’effet des effets de cisaillement. C’est à ce stade qu’on obtient la charge maximale
Le domaine 3 montre la rupture totale de l’éprouvette.
Observation des modes de ruptures après essais en flexion
L’observation des différents modes d’endommagement des structures sandwichs après essai (figure 2-37), nous a permis de mettre en évidence les mécanismes de rupture suivants :
L’endommagement du sandwich s’est manifesté par une décohésion entre l’âme et la semelle supérieure comprimée. Ensuite une fissure apparait au niveau de l’âme et se propage jusqu’à la semelle inférieure ce qui induit sa ruine et donc la rupture finale du sandwich
La rupture s’est produite au niveau de la peau inférieure tendant à s’éloigner de la ligne neutre du matériau et par propagation de la fissure dans l’âme entraine la ruine du sandwich.
Il convient aussi de noter que les ruptures en flexion 3 points diffèrent de celles de flexion 4 points. L’avantage de l’essai de flexion 4 points réside dans le fait que la charge n’est pas concentrée en un point mais en deux. Ces résultats obtenus sont en étroite corrélations avec la littérature (ABDENACER, 2012) (figure 1-27)
Figure 2-37 : mécanisme de rupture des structures sandwichs
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I.1.5.6- Comparaison des caractéristiques mécaniques en flexion (rigidité et résistance) des plaques et sandwichs
L’analyse des caractéristiques mécaniques des monocouches et tri-couches de type sandwich nous révèle une amélioration de la rigidité du matériau composite, la résistance à la rupture à cause de l’augmentation de l’épaisseur par la présence de l’âme de nature différente que celle des semelles. Les modules de rigidités des monocouches et tri-couches sont consignés respectivement dans les tableaux XIII et XIV. L’histogramme de comparaison se présente comme suit :
Figure 2-38 : histogramme de comparaison du module de rigidité des plaques monocouches et tri-couche
I.2- Les Etudes faites par E. HOUESSOU (2016)
Ce dernier a travaillé dans le cadre de son mémoire de fin d’étude au diplôme d’ingénieur sur les composites mono et tri-couche.il s’est agi de la détermination de certaines caractéristiques physiques et mécaniques des différents composites réalisés et étudiés.