Influence de la pré-imprégnation et du taux de renfort a)Sur l’effort maximal F maxa)Sur l’effort maximal Fmax

La dépendance de l’effort maximal de traction vis-à-vis de la pré-imprégnation (procédé + type de poudre) et du taux de renfort est représentée sur la figure 4.6.

Le premier constat que nous pouvons faire est la forte influence du taux de renfort sur la résistance maximale en traction. Dans le cas d’utilisation d’un seul fil de verre comme ren-fort, qu’il soit sec (1F.S) ou bien pré-imprégné selon les deux procédés (1F.PH.K3, 1F.PS.L, 1F.PS.CSA et 1F.PS.P), l’effort maximal reste inférieur à celui de la matrice (chute entre 10 et 35%). Il semblerait donc que l’intégration d’un seul fil ne permette pas de renforcer le ciment mais plutôt d’engendrer des défauts dans la matrice réduisant sa résistance. En revanche, la mise en place de 3 fils dans la matrice a contribué à son renforcement. En effet, les composites 3F présentent une augmentation de F_max comprise entre 26 et 65% (en fonction du type de pré-imprégnation) par rapport au matériau de référence R (matrice seule sans fil). Nous remar-quons aussi que l’augmentation du taux de renfort permet l’augmentation de la résistance : les composites 3F présentent des valeurs de F_max plus grandes que celles des composites 1F, que ce soit pour un fil sec (+29%) ou bien pré-imprégné (+ 84% pour PH.K3, +110% pour PS.L, +120% pour PS.CSA et +91% pour PS.P).

Dans le cas des composites 1F, la pré-imprégnation du fil par voie humide (PH.K3) n’a pas un effet significatif sur F_max au vue de la dispersion des valeurs des composites 1F.S et 1F.PH. En effet, la matrice gouvernant le comportement du matériau à cause du faible taux de renfort, l’imprégnation ou non du fil n’est pas très importante dans ce cas. Concernant la pré-imprégnation par voie sèche (PS), l’effort maximal obtenu pour les trois types de poudre (L, CSA et P) a chuté de 21% en comparaison avec le composite 1F.S, cela peut être expliqué par l’augmentation du pourcentage de vide dans la matrice causée par le calandrage des fils qui est censé augmenter l’espace inter-filamentaire.

Quant aux composites 3F, l’effort maximal est fortement influencé par le procédé de pré-imprégnation et le type de poudre utilisé. La plus grande valeur de F_max est atteinte quand les fils sont pré-imprégnés par voie humide (gain de 52%), grâce à la bonne pénétration des particules au sein des fils qui améliore l’adhérence fil-matrice, et par conséquent l’effort est transféré de la matrice à la majorité des filaments. Le taux de filaments dits « inutiles » est très faible dans ce cas. Cela est en accord avec les résultats des essais d’arrachement présentés dans le chapitre 3. La pré-imprégnation par voie sèche a également contribué à l’amélioration de la résistance en traction du composite avec un gain de 25% dans le cas des composites 3F.PS.L, de 37% dans le cas des matériaux 3.PS.CSA et de 16% dans le cas des matériaux 3F.PS.P. Ce procédé de pré-imprégnation à sec reste moins efficace que la pré-imprégnation manuelle. Cela peut être dû :

(i) à la perte d’une certaine quantité de poudre de pré-imprégnation pendant le transport des fils de l’entreprise Fibroline au laboratoire ou pendant leur manipulation au moment de la fabrication des éprouvettes ;

(ii) au calandrage qui peut abimer quelques filaments.

b) Sur le déplacement δ_max

L’évolution du déplacement δ_max, correspondant au déplacement au droit de F_max sur la courbe effort-déplacement, des matériaux 1F et 3F en fonction des différentes configurations étudiées est présentée sur la figure 4.7.

Il ressort de cette figure une tendance de variation similaire à celle de la charge maximale

Fmax, hormis le cas des composites 1F.PS.L et 1F.PS.P qui présentent une augmentation du déplacement δ_max. Afin de tirer des conclusions sur l’effet de la pré-imprégnation et le taux

Figure 4.6 – Evolution de l’effort maximal F_max des matériaux 1F et 3F en fonction de la configuration du renfort

de renfort, l’analyse de F_max et δ_max n’est pas suffisante, il faut compléter par l’étude de la variation de la rigidité de ces matériaux. L’objectif du paragraphe suivant.

Figure 4.7 – Evolution du déplacement δ_max des matériaux 1F et 3F en fonction de la configu-ration du renfort

c) Sur la rigidité K

La figure 4.8 montre les valeurs de la rigidité des matériaux étudiés correspondant à la pente de la partie ascendante de la courbe effort-déplacement avant l’apparition de la première fissure.

En confrontant les valeurs de la rigidité K des composites 1F à celles de la matrice seule, il apparait que, contrairement à la résistance ultime, la rigidité augmente largement en cas d’insertion d’un seul fil dans la matrice, quel que soit le type de traitement du fil. Aussi, il semblerait que l’augmentation du taux de renfort produit une amélioration de K comprise entre 7 et 17% en fonction de l’état d’imprégnation du fil.

Une tendance commune se dégage entre le matériau 1F et 3F, elle concerne l’effet du procédé de pré-imprégnation et le type de poudre utilisé sur la rigidité K : la pré-imprégnation par voie

humide a apporté la meilleure amélioration de la rigidité (+45% dans le cas de 1F et +54% dans le cas de 3F). La pré-imprégnation par voie sèche a également conduit à une nette augmentation de K en cas d’utilisation du liant L (+ 15% pour 1F et + 26% pour 3F), du liant CSA (+22% pour 1F et +27% pour 3F) ou bien du polymère P (+14% pour 1F et +17% pour 3F).

Figure 4.8 – Evolution de la rigidité K des matériaux 1F et 3F en fonction de la configuration du renfort

d) Sur l’énergie W_pré−pic

La figure 4.9 donne les valeurs de travail dissipé avant d’atteindre la résistance maximale pour toutes les configurations étudiées. On retrouve les mêmes tendances générales que celles décrites dans le paragraphe décrivant l’évolution de l’effort maximal.

Il apparait que la méthode de pré-imprégnation et le type de poudre influent fortement sur ce paramètre énergétique mais seulement dans le cas du composite 3F. De manière similaire à ce qui a été constaté précédemment, la plus grande valeur de W_pré−pic dans le cas d’un composite 3F est obtenue pour un renfort pré-imprégné par voie humide avec une augmentation de 143% par rapport au renfort non pré-imprégné. Cela est dû principalement à la bonne adhérence fil-matrice qui a conduit à l’augmentation de la résistance et a contribué à la formation de multiples fissures, ce qui a apporté au composite une grande ductilité. Le même effet est observé dans le cas d’une pré-imprégnation à sec par le liant L, CSA ou polymère P mais avec une amélioration moins importante que celle de la pré-imprégnation humide, de respectivement 56%, 87% et 52%.

e) Sur le nombre de fissures N_f

Ce paramètre traduit la qualité de l’adhérence fil-matrice. Une bonne adhérence favorise le transfert de la charge du renfort à la matrice dès l’apparition de la première fissure, ainsi elle entraine la création de plusieurs fissures sur différentes sections de l’éprouvette. En revanche, cela ne se produit pas si un faible taux de renfort est utilisé comme dans le cas du composite 1F, où une seule fissure a été observée bien que le fil a été bien pré-imprégné. Cependant, dans le cas du composite 3F, la pré-imprégnation par voie humide a engendré approximativement 10 fissures (figure 4.5.b), alors que la pré-imprégnation à sec a entrainé des microfissures qui n’ont

Figure 4.9 – Evolution de l’énergie W_pré−pic des matériaux 1F et 3F en fonction de la configu-ration du renfort

été visualisées qu’après l’application d’une solution colorée, bleu de méthylène (figure 4.5.c).

Nf est de l’ordre de 5 pour PS.L et PS.CSA et de l’ordre de 4 pour PS.P.