Résultats de tests d’arrachement AMF/polymère recensés

Six publications portant en partie sur la décohésion de l’interface entre un fil d’AMF et le Polymère d’une SDA, et comportant des résultats de tests d’arrachement ont été recensées

(Bettini et al., 2009; Bruck, Moore et Valentine, 2002; Chi-kin, Kin-tak et Li-min, 2005; Jonnalagadda, Kline et Sottos, 1997; Kline, Jonnalagadda et Sottos, 1995; Schrooten et al., 2002). Le Tableau 1.2 identifie les six études recensées.

Tableau 1.2 Études recensées

Auteur Année Type d’AMF Type de polymère Nom de produit

Moore 2002 NiTi Polyuréthane IE-90A

Schrooten 2002 NiTi Époxy Non spécifié

Kline 1995 NiTi Époxy Epon 828/AMICURE PACM

Jonnalagadda 1997 NiTi Époxy Epon 828/AMICURE PACM

Bettini 2009 NiTi Époxy Araldite LY5052

Chi-Kin 2005 NiTi Époxy Non spécifié

Les études différaient au niveau du diamètre de fil, du type de résultat rapporté, de la température du test et du traitement de surface du fil avant l’encastrement dans le polymère. Le Tableau 1.3 présente les résultats des différentes études en détail.

Tableau 1.3 Résultats recensés Auteur Diamètre du fil (mm) résultat rapporté Valeur rapportée (N ou MPa) Attaque de surface Température

Moore 0,375 Contrainte locale maximale 9,6 MPa Aucun Ambiante Schrooten 0,15 Contrainte locale maximale 23,9 MPa Aucun Ambiante Schrooten 0,15 Contrainte locale maximale 18,9 MPa Papier abrasif Ambiante Schrooten 0,15 Contrainte locale maximale 17,0 MPa Acide Ambiante

Kline 0,15 Force d'arrachement 6,51 N Aucun Ambiante Kline 0,15 Force d'arrachement 5,6 N Papier abrasif Ambiante

Kline 0,15 Force d'arrachement 5,1 N Acide Ambiante Kline 0,15 Force d'arrachement 20,6 N Jet de sable Ambiante Jonnalagadda 0,15 Contrainte locale maximale 10,5 MPa Aucun Ambiante Jonnalagadda 0,15 Contrainte locale maximale 9,0 MPa Sablé Ambiante Jonnalagadda 0,15 Contrainte locale maximale 8,1 MPa Acide Ambiante Jonnalagadda 0,15 Contrainte locale maximale 30,3 MPa Jet de sable Ambiante Bettini 0,381 Contrainte de cisaillement moy. 6,67 MPa Acide Martensite* Bettini 0,381 Contrainte de cisaillement moy. 7,59 MPa Aucun Martensite* Bettini 0,381 Contrainte de cisaillement moy. 20,05 MPa Aucun Austénite* Chi-Kin 0,34 Contrainte normale de section 604 MPa Aucun 20°C Chi-Kin 0,34 Contrainte normale de section 784 MPa Aucun 40°C Chi-Kin 0,34 Contrainte normale de section 1057 MPa Aucun 60°C

*Il faut noter que Bettini n’a pas indiqué la température exacte à laquelle le test a été effectué, seulement dans quel état le matériau se trouvait. Selon les données sur le matériau disponibles dans l’article, les essais en état martensitique se sont déroulés sous 41.2°C, soit As, et les essais austénitiques au-dessus de 69.6°C, Af. Il serait raisonnable de présumer que les essais martensitiques se sont déroulés à la température de la pièce, tout comme les essais des autres auteurs où la température n’est pas spécifiée.

Il est difficile de comparer les résultats à cause de la variation des conditions expérimentales, mais il est tout de même possible de tirer certaines conclusions qualitatives. Par exemple, au niveau des traitements de surface, la Figure 1.21 montre les quatre études où les auteurs ont essayé plusieurs traitements en conservant les autres paramètres constants. Les unités sont

arbitraires car les auteurs n’ont pas tous rapporté leurs résultats de la même manière. Les comparaisons possibles sont donc limitées aux résultats d’une même étude.

Figure 1.21 Comparaison des résultats pour différents traitements de surface

On constate la même tendance de performance relative dans tous les travaux. Le décapage à l’acide offre la moins bonne performance dans tous les cas et le sablage au papier abrasif est sensiblement plus performant. Le fil à l’état vierge offre toujours une cohésion plus forte que les deux précédents traitements. Le seul traitement qui soit supérieur au fil vierge est l’attaque au jet de sable, car il présente la plus grande résistance dans les deux études où il a été évalué.

Il faut cependant ajouter un bémol à cette conclusion, car il semble que résultats publiés par Kline et Jonnalagadda soient possiblement tirés des mêmes essais comme en témoigne la Figure 1.22. Le quotient des deux résultats est pratiquement constant ce qui suggère qu’ils ont utilisé les mêmes données sans le mentionner. La différence entre les deux articles tient au fait que Jonnalagadda a fait une analyse théorique du champ de contrainte en se basant sur

les travaux de Penn et Lee et a calculé la contrainte locale maximale théorique plutôt que de donner la force maximale comme Kline l’a fait. Les auteurs des deux études sont les mêmes dans un ordre inversé, ce qui supporte la possibilité qu’il n’y ait eu qu’une série d’essais pour les deux articles.

Figure 1.22 Comparaison des résultats de Kline et de Jonnalagadda

Bien sûr, ceci n’invalide pas les conclusions pour autant mais il ne faut pas considérer qu’il s’agit des deux études indépendantes arrivées aux mêmes conclusions.

Les travaux de Bettini et Poon font intervenir la température comme variable et dans les deux cas la résistance de l’interface augmente avec la température. La Figure 1.23 montre les résultats sur une échelle arbitraire vu que les deux auteurs ont rapporté leurs résultats de façon très différente.

Figure 1.23 Comparaison des résultats de tests d’arrachement à différentes températures

Les différences observées entre les différentes températures peuvent être attribuées à l’expansion thermique différente entre le fil d’AMF et la matrice polymère. Il pourrait également être attribuable à la nature non-linéaire du comportement des AMF, à cause de la variation de rigidité du fil selon la température, entre autres.

Figure 1.24 Résultat typique d’un test d’arrachement (Jonnalagadda, Kline et Sottos, 1997)

En comparant ce résultat avec celui d’un test d’arrachement d’une fibre composite à la Figure 1.19b, on note que le comportement n’est pas linéaire avant la décohésion. Ceci est dû à la relation complexe entre la contrainte et la déformation dans les AMF. Celle-ci est non- linéaire, dépendante de la température et de l’historique thermomécanique. L’influence de la complexité de ce comportement n’est pas prise en compte dans les travaux analysés et les équations (1.5) à (1.7) développées par Penn et Lee pour les composites sont utilisées telles quelles.