Propriétés des assemblages collés à l’état initial
IV- 2.2 Propriétés mécaniques
Ce test, bien développé dans des études précédentes (cf. Chapitre I), permet d’obtenir des informations sur la contrainte et le module de cisaillement de l’assemblage. La Figure IV-4 présente un exemple de courbe couple/déformation angulaire.
Figure IV-4. Exemple de courbe couple/déformation en torsion (alu. sablé 700 µm).
Les déformations allant de 0 à 0,005 radian semblent être des déformations linéaires élastiques. Au-delà de cette déformation, jusqu’à la rupture de l’assemblage, il semble y avoir une composante non-élastique qui entre en jeu. Cette composante n’est pas explicitement définie mais semble rester assez faible. Ainsi, pour calculer les contraintes pour les assemblages non vieillis, nous utiliserons uniquement l’équation suivante 224 :
Chapitre IV – Propriétés des assemblages collés à l’état initial 4 4 2 ( ) ext ext ext int r M r r τ π ⋅ ⋅ = ⋅ −
Les valeurs des contraintes, modules et déformations obtenues pour les assemblages dont la surface de l’aluminium a été sablée par du corindon ∅ 300 µm et du corindon ∅ 700 µm sont regroupées dans le Tableau IV-1.
Tableau IV-1. Propriétés moyennes en torsion/cisaillement des assemblages non vieillis .
τrupture (MPa) Σ corrigé (MPa) γrupture (rad)
∅ 300 µm 12,5 ± 2 43,5 ± 4 0,40 ± 0,05 ∅ 700 µm 19 ± 3 41,5 ± 4 0,78 ± 0,05
Le diamètre des particules de sablage semble avoir une influence importante sur la résistance à la rupture. Un sablage 300 µm de l’aluminium ne permet d’atteindre qu’une contrainte nettement inférieure (12,5 MPa) à celle d’un sablage 700 µm (19 MPa). Pourtant, le faciès de rupture ne laisse pas prévoir une telle différence de propriétés entre les deux diamètres de sablage. En effet, aucune différence n’a été observée entre un faciès pour un sablage 300 µm et celui pour un sablage 700 µm.
On peut alors émettre l’hypothèse suivante : comme l’anneau de collage a une largeur non négligeable, on peut supposer que le faciès de rupture est un résultat global (macroscopique) du comportement de l’assemblage alors que la contrainte de cisaillement est influencée par les comportements locaux. Ainsi, comme du point de vue global, des substrats aluminium sablés 300 ou 700 µm ont une rugosité moyenne Ra similaire, les assemblages auront un faciès de rupture
similaire. En revanche, pour un sablage à plus grosses particules, la surface de contact développée entre adhésif et l’aluminium est localement nettement augmentée (Rz supérieure), ce qui peut
contribuer à l’augmentation des propriétés.
Supposons maintenant que τ* est la contrainte de cisaillement locale à l’interface à laquelle se
produit la rupture. Supposons aussi que le rayon local r de la rugosité est proportionnel au diamètre des particules de sablage ∅ tel que ∅ = k.r (Figure IV-5a). Par ailleurs, on sait que :
0 ' k r σ σ = ⋅
avec σ et σ0 les contraintes locales et globales en traction (Figure IV-5b). Par extension, on a :
* k'' Rupture
r
τ τ = ⋅ On obtient ainsi en principe :
(IV-2)
(IV-3)
Chapitre IV – Propriétés des assemblages collés à l’état initial ( 700 ) 700 ( 300 ) 300 Rupture Rupture µm µm µm µm τ φ φ τ φ = φ
On vérifie expérimentalement que le terme de droite vaut 1,52 et le terme de droite vaut 1,53. Cette considération, quoique simplifiée, des concentrations de contraintes à l’interface aluminium adhésif semble cohérente.
Figure IV-5. Relation entre rugosité, diamètre des particules de sablage et contraintes mesurées.
En général, dans le cas du collage, si on néglige le problème d’évacuation des bulles d’air, on peut supposer que la réticulation rapide à chaud du polymère peut empêcher la pénétration de l’adhésif dans la totalité de la rugosité. Le contact entre le joint de colle et le substrat n’est pas total. Ces défauts de contact vont donc provoquer une rupture précoce des assemblages, ce qui peut expliquer qu’un certain nombre d’études montrent que lorsque la rugosité augmente, la résistance d’un contact ou d’un assemblage tend à diminuer 19, 20. Pourtant, nos mesures semblent indiquer le contraire. Dans notre étude, l’adhésif réticule lentement à température ambiante. Le polymère a donc le temps de bien remplir les vallées avant qu’il ne soit totalement figé. On peut vérifier cette hypothèse grâce à l’équation (IV-6) 17 :
0.5 ' cos * * 2 d L γ θ t η ° = ⋅ ⋅
En première approximation, on prend γ = 0,05 J/m² (cf. Chapitre I), η* = 200 Pa.s (estimé au
double de la viscosité du mélange de durcisseur et de résine non réticulé, pour tenir compte d’une réticulation partielle), θ* estimé à 85° 17 et d° = 10 µm estimé sur la Figure III-2 pour un sablage ∅ 700 µm. On peut tracer la cinétique de pénétration dans les vallées de la rugosité de l’adhésif non réticulé en faisant l’hypothèse que la viscosité ne change pas à l’échelle de la seconde. La Figure IV-6 représente la profondeur de pénétration de l’adhésif dans les creux de la rugosité en fonction du temps. (IV-6) r r σ0 σ a) b) (IV-5)
Chapitre IV – Propriétés des assemblages collés à l’état initial
Figure IV-6. Cinétique de pénétration de l’adhésif dans la rugosité de l’aluminium sablé.
Les traits de construction en pointillés indiquent le temps mis pour remplir les creux les plus profonds, soit 30 µm pour la rugosité la plus importante d’un sablage 700 µm. On constate alors que ce temps est inférieur à 5 secondes. A l’échelle de la réticulation à température ambiante (48 heures environ), cette pénétration est donc quasiment instantanée. En supposant d’après la rapide étude précédente que la réticulation de l’adhésif n’empêche pas sa pénétration dans les creux de rugosité, l’interpénétration de l’adhésif et du substrat est donc plus importante pour le sablage à 700 µm. La surface de contact entre polymère et substrat est donc plus élevée, augmentant ainsi la probabilité de liaisons chimiques, augmentant certainement le nombre de liaisons secondaires et augmentant l’accrochage mécanique des « doigts » de polymère dans les anfractuosités de la surface d’aluminium 9, 10. La résistance de l’assemblage serait donc meilleure pour une rugosité plus importante, ce qui est vérifié expérimentalement (Tab. IV-1).
Grâce au faciès de rupture, on sait que les propriétés en cisaillement de l’interface aluminium/adhésif et les propriétés cohésives du composite sont du même ordre de grandeur. On vérifie expérimentalement que la rupture de l’assemblage se produit lorsque que la sollicitation a atteint une valeur d’environ 20 MPa (Tab. IV-1), ce qui est bien de l’ordre de grandeur de la rupture en cisaillement du composite massique 201. Quant aux valeurs de Σ, elles sont globalement constantes quel que soit le diamètre des particules de sablage car le calcul tient compte des substrats en supprimant leur contribution dans les déformations. Il semble donc que l’on puisse avoir accès au module de cisaillement réel de l’adhésif qui est indépendant des interfaces (et a fortiori des diamètres de sablage) si l’épaisseur de cette zone critique est faible comparée à celle du joint de colle.
Chapitre IV – Propriétés des assemblages collés à l’état initial
du module de cisaillement, on obtient E ≈ 100 MPa, à comparer avec E mesuré par le test de traction simple qui vaut environ 400 MPa. Il y a donc une différence très importante entre la valeur de E calculée et E expérimental. Cependant, il faut noter que la vitesse de cisaillement dγ/dt est de 5.10-4 rad/s dans le domaine linéaire élastique, soit 0,005 mm/s au rayon extérieur du joint de colle circulaire, alors que la vitesse de traction simple est d’environ 1 mm/s, soit 200 fois plus grande que la vitesse de cisaillement. L’adhésif n’étant pas sollicité dans le même régime de déformation, le comportement peut s’avérer sensiblement différent entre ces deux tests.