Soutenance mémoire
SYNTHESE BIBLIOGRAPHIQUE DES METHODOLOGIES EXPERIMENTALES EXISTANTES
Les normes ASTM D3039/D3039M (ASTM, 2014) et DIN EN 527-1 (Deutsche Norm, 1995) définissent un protocole d’essais pour obtenir les propriétés sous sollicitation de traction quasi-statique de stratifiés composites à fibres continues et matrice polymère. Ces normes suggèrent d’utiliser des talons, collés sur la zone de serrage de l’éprouvette, pour avoir une interface plus souple et adoucir le transfert de l’effort provenant des mors de la machine de traction. Le matériau utilisé pour les talons peut être de l’aluminium ou un composite à fibre de verre et matrice polymère (GFRP), avec un empilement de type [+45 -45]ns. L’utilisation d’une géométrie biseautée pour le talon, avec un angle entre 7° et 10°, est suggérée mais pas obligatoire. Notons qu’aucune information n’est donnée concernant la valeur de pression de serrage à appliquer. Enfin, l’éprouvette doit être rectangulaire pour les essais sur UD. L’utilisation d’une éprouvette de forme haltère engendrerait des sites d’amorçage préférentiels du splitting dès le début de l’essai puisque les fibres sont coupées pendant la création du gradient dans la section et qu’il n’y a pas des plis hors-axe pour augmenter la résistance transverse et empêcher/retarder la propagation du splitting. La norme ASTM D3749/D3749M (ASTM, 2002) définit le protocole pour les essais de fatigue traction-traction sur la même classe de matériaux que la norme ASTM D3039/D3039M ; les mêmes recommandations sont adoptées pour la bonne réalisation de l’essai. En général, les normes se limitent à donner des indications, et aucune solution définitive n’est proposée pour éviter la rupture prématurée de l’UD par splitting. Pour cela, des études sur le sujet existent dans la littérature (Bailey and Lafferty, 2015; Belingardi et al., 2011; De Baere et al., 2009; Lévesque, 2000). (Lévesque, 2000) a étudié l’influence de nombreux paramètres d’essai (géométrie et matériau utilisés pour les talons) sur la génération des contraintes parasites à l’aide d’un développement semi-théorique et une analyse par Eléments Finis. Des talons en composite tissé verre/époxy, avec une géométrie issue de ces analyses, ont été choisis. De plus, les éprouvettes et les talons ont été moulés ensemble pour former une seule pièce, afin d’éviter un décollement des talons pendant l’essai qui engendrerait une rupture prématurée de l’éprouvette. Cette procédure, qui a présenté des difficultés en termes de réalisations, a permis toutefois de constater une augmentation de la contrainte à rupture de l’UD à fibre continues de carbone utilisé dans l’étude. Cependant, la seule photo des éprouvettes post-mortem présentée ne montre pas de ruptures en mode fibre et en zone utile. (De Baere et al., 2009) ont comparé différentes configurations de serrage de l’éprouvette dans les mors, et de matériaux utilisés pour les talons, avec un modèle aux Eléments Finis. Les concentrations de contraintes dans l’éprouvette, causées par le serrage, ont été étudiées aux travers de ces simulations. Elles sont situées entre la fin de la zone du mors et le début de la longueur utile de l’éprouvette. A l’issue de cette étude, les auteurs concluent que des talons rectangulaires, en composite fibre de verre ou de carbone, avec un empilement de type [45 -45]ns engendrent les concentrations de contraintes les plus faibles. De plus, les talons doivent être positionnés de telle sorte qu’elle ne dépasse pas les mors au niveau des extrémités. Cependant, cette étude ne fait état d’aucun résultat expérimental ayant généré des ruptures en zone utile et en mode fibre avec le protocole d’essais proposé. (Bailey and Lafferty, 2015) ont mis en évidence l’augmentation de température plus élevée dans la zone de serrage, au cours d’un essai de fatigue, par thermographie passive sur le chant de l’éprouvette. Dans cette étude expérimentale, ils ont comparé différents matériaux pour les talons et ont conclu que l’aluminium semble être le meilleur choix, car il réduit le plus le pic de chaleur localisé entre la fin de la zone de serrage et le début de la longueur utile de l’éprouvette. De plus, l’aluminium induit une transition plus douce en termes de sur contraintes dans l’éprouvette entre la zone des talons et la longueur utile, par rapport à un composite en fibre de verre. Enfin, il a été démontré qu’un chargement cyclique rend le problème de rupture dans les mors plus probable par rapport au cas d’un chargement quasi-statique. Cependant, cette étude se limite à mettre en évidence des criticités et à donner des recommandations, mais elle ne propose pas de solutions à tel égard.
Montage expérimental et instrumentation
Les essais de traction monotone quasi-statiques ont été réalisés sous conditions atmosphériques standards, avec deux machines hydrauliques de différentes capacités : 100 kN et 500 kN. Les deux machines sont équipées de mors hydrauliques. Les essais ont été effectués à déplacement imposé, avec une vitesse de 2mm/min. En complément de la cellule de force, la stéréo-corrélation d’images a été utilisée pour obtenir la courbe contrainte-déformation et les modules élastiques, et pour vérifier que l’alignement de l’éprouvette le long de l’axe de traction est correct. Les deux caméras SENSICAM utilisées ont une résolution de 2048 x 2048 pixels. Deux capteurs d’émissions acoustiques sont collés aux extrémités de la longueur utile de l’échantillon, afin d’enregistrer et d’isoler les événements engendrés par l’endommagement de l’éprouvette et de s’affranchir du bruit et de l’endommagement provenant de la zone des mors. Au moyen d’une caméra thermique qui permet d’enregistrer à haute fréquence (250 Hz), la technique de thermographie passive a été utilisée pour détecter des défauts dans l’échantillon pendant l’essai.
Angle de désalignement
En raison de la forte anisotropie de l’UD, les essais de traction longitudinale sur l’UD peuvent être très sensibles à l’angle de désalignement entre l’axe longitudinal de l’éprouvette et l’axe de chargement. Une étude analytique nous a alors permis d’évaluer l’angle de désalignement « critique » pour ce matériau, c.à.d. l’angle de désalignement qui engendrerait une rupture prématurée par splitting, pilotée par le critère f2+, avant que la résistance en traction longitudinale soit atteinte. Nous avons comparé deux critères : le critère f1+ défini comme le rapport entre la contrainte longitudinale σ11 et la résistance en traction Xt (Tableau I-1) et le critère f2+ défini dans l’Équation 1. Les composantes σ11, σ22 et σ12 sont exprimées dans le repère global en fonction de l’angle de désalignement θ, selon l’Équation 2. c et s sont deux fonctions trigonométriques équivalentes respectivement à cos(θ) et sin(θ). σx est la seule composante non nulle du vecteur de contrainte appliquée dans le repère global, vu qu’il s’agit d’une traction longitudinale uniaxiale. Les deux critères f1+ et f2+ dépendent ainsi de la valeur de θ, comme on peut voir dans la Figure I-10, où une valeur de σx = Xt (Tableau I-1) a été imposée. Si l’on reporte les deux critères sur un même graphe, le point d’intersection des deux courbes apparaît pour une valeur de θ autour de 2.1°, pour le matériau considéré : au-delà de cette valeur la rupture prématurée par splitting arrive avant la rupture par traction longitudinale.
Ruptures prématurées des éprouvettes
Dans les premiers essais effectués, des talons avec une longueur de serrage de 75 mm ont été utilisés,cette valeur étant la valeur maximale permise par les mors de la machine d’essais. Les solutions suivantes ont été testées pour les talons : talons en aluminium et en stratifié composite GFRP, rectangulaires et biseautés avec un angle α=10°. En fait, d’un côté pratique, il est plus facile produire un talon biseauté avec un angle α=10° plutôt que avec un angle α=7° ; d’un autre côté, il a été observé par simulation numérique qu’une variation de cet angle de seulement trois degrés ne comporte pas un changement significatif de la valeur des surcontraintes dans l’éprouvette. Dans tous les cas, l’épaisseur des talons est de 3mm. La valeur de pression agissant sur la zone de serrage a été estimée autour de 170 MPa. Il s’agit de la pression nécessaire pour appliquer une force axiale qui crée une contrainte longitudinale de 2000 MPa sur l’empilement [0°]16. Plusieurs tentatives ont été faites pour réduire un peu la pression sans rencontrer des problèmes de glissement. Quel que soit le type de talon utilisé, toutes les éprouvettes testées ont rompu en dehors de la zone utile, comme montré dans les Figure I-13 a) et b), pour des valeurs de contrainte autour de 2100 MPa (Figure I-16). La majorité des éprouvettes a rompu par splitting (rupture pilotée par σ22 et σ12) comme illustré sur la Figure I-13 a). Dans les essais pour lesquels des talons biseautés ont été utilisés, la zone biseautée du talon s’est décollée de l’éprouvette pendant l’essai (Figure I-13 b). Ceci a été vérifié par l’enregistrement d’une signature acoustique particulière des événements acoustiques. Là où le détachement est apparu l’éprouvette a rompu en traction (rupture pilotée par σ11 ). Cette rupture étant située en dehors de la zone utile, l’essai ne peut pas être considéré comme valide. Ce phénomène peut s’expliquer par les simulations présentées sur la Figure I-8 : le pic de σ11 situé sur la surface de l’éprouvette à l’extrémité de la zone de serrage (celui plus proche à la longueur utile) ne peut pas être adouci par la zone biseautée du talon, car le talon n’est plus en contact avec l’éprouvette.
APPLICATION DE LA METHODOLOGIE DEVELOPPEE AUX ESSAIS DE FATIGUE
Le protocole expérimental développé sur les essais en quasi-statique va maintenant être appliqué aux essais de fatigue. Aucune simulation numérique en fatigue n’a été réalisée mais des considérations utiles peuvent être déduites des résultats des simulations réalisées en quasi-statique. Premièrement, on a vu que les contraintes transversales et de cisaillement, σ22 et σ12, principales responsables du splitting, sont induites par la présence d’une contrainte longitudinale appliquée σx. Donc, si l’échantillon est soumis à un chargement cyclique de traction longitudinale σx , ces surcontraintes parasites seront également soumises à une variation cyclique. Ce processus de fatigue, induit par la force de serrage, rend la rupture prématurée de l’UD encore plus probable sous chargement cyclique (car on peut légitimement supposer que la résine est plus sensible à la fatigue que les fibres).Parmi tous les essais de fatigue réalisés (détaillés de façon exhaustive dans le chapitre suivant), on a sélectionné dans le Tableau I-3 les essais qui mettent en évidence l’efficacité de l’application du protocole expérimental développé. Ces essais de fatigue ont été réalisés sous conditions atmosphériques standards, avec une fréquence de 5 Hz. Des essais de fluage ont également été réalisés : il s’agit d’un cas particulier de fatigue, pour un rapport de charge R = 1. On rappelle que le rapport de charge est le ratio entre la contrainte minimale et la contrainte maximale du cycle de fatigue. Les contraintes sont toujours calculées en référence à l’épaisseur nominale de l’éprouvette.
LIMITES ET DIFFICULTES DES EA SUR L’UD EN FIBRES DE CARBONE
La technique de l’émission acoustique nécessite de fixer certains paramètres afin que les émissions enregistrées correspondent bien à un endommagement du matériau et non à des émissions parasites liées à la machine ou autres. Premièrement, il faut fixer un seuil d’acquisition en amplitude : tous les signaux qui se trouvent en dessous de ce seuil ne sont pas enregistrés par le système d’acquisition. Les valeurs des seuils trouvées plus couramment dans la littérature pour ce genre d’essais s’étendent de 40db à 50dB. Ensuite, il faut calculer la vitesse de propagation des ondes acoustiques dans le matériau et définir la distance inter-capteurs. Ces deux paramètres sont nécessaires pour la localisation des EA apparaissant dans la zone délimitée physiquement par les deux capteurs, la longueur utile « acoustique » (Figure II-11). Ainsi, lorsqu’un mécanisme d’endommagent entraîne la création d’une onde, la différence de temps mise par chacun des deux capteurs à détecter l’onde, permet de définir la position de la source ; les signaux venant de l’extérieur de la longueur utile acoustique sont écartés. La vitesse de propagation a été calculée au travers de sources d’EA simulées par des ruptures de mines de crayons, juste à l’extérieur des capteurs ; il s’agit d’une technique standardisée et documentée dans (Mistras Goup, 2011). On a identifié une vitesse moyenne de 8800 m/s, cohérente avec la vitesse déterminée par (Blassiau, 2005) sur un matériau similaire. Cette vitesse dépend de la rigidité longitudinale et est particulièrement élevée car l’UD est l’empilement le plus raide, vu que toutes les fibres sont alignées dans la même direction ; en plus, il s’agit de fibres de carbone, qui sont parmi les fibres les plus rigides. En outre, les distances parcourues par les ondes sont très petites par rapport à cette vitesse. Ceci rend la localisation d’un événement acoustique sur une éprouvette UD CFRP très difficile, car la discrimination entre événement localisé ou pas se base sur une différence de temps de quelques microsecondes. Pour ces raisons, il a été choisi d’élargir le plus possible la longueur utile « acoustique » (distance intercapteurs), tout en gardant un espace suffisant entre la zone de serrage et le capteur. Au moyen de plusieurs tests de cassage de mines à l’intérieur de la longueur utile acoustique, et à l’extérieur (ces derniers n’étant pas censés être localisés), la configuration optimale qui a été trouvée est la suivante : seuil d’acquisition en amplitude de 45 dB ; longueur utile acoustique de 80 mm ; espace entre le capteur et la fin de la zone de serrage de 30 mm (Figure II-11)
Comparaison de l’énergie acoustique entre les essais de type A et B
Les procédures de classification des EA décrites précédemment ont été appliquées seulement aux essais de type A (Tableau II-1). On rappelle qu’il s’agit d’un groupe d’essais réalisés dans les mêmes conditions : fatigue en continu à fréquence constante jusqu’à rupture. Toutefois, il y a un autre groupe d’essais, dénommé de type B, qui représente une répétition des essais de type A, sauf pour le fait que la fréquence n’est pas constante. En fait, des cycles lents sont réalisés pendant les essais. Le nombre de ces cycles varie pour chaque essai en fonction de sa durée de vie, et la durée dépend de la atteinte pendant ces cycles. Ceci sera détaillé dans les sections suivantes. Pour le moment on se focalise plutôt sur le fait que les essais de type B ont généralement montré des DDV plus grandes par rapport aux essais de type A. La densité d’énergie acoustique émise par les essais des deux groupes est comparée dans la Figure II-31. Ces courbes concernent l’ensemble des salves enregistrées pendant les essais. Quatre couples d’essais y sont représentés. Un couple est constitué de deux essais répétés (réalisés à mêmes R et) et de même couleur sur la figure ; un des deux est de type A (ligne continue), l’autre est de type B (ligne pointillée). Les valeurs de R, et DDV de ces essais sont détaillées dans le Tableau II-1. Afin de mieux apprécier l’évolution de ces courbes, un choix courant dans la littérature est regarder plutôt le logarithme de l’énergie. Pour cela, l’ordonnée est tracée en échelle logarithmique.
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Table des matières
Introduction
Chapitre I Développement d’un protocole expérimental pour la génération de ruptures conformes dans l’essai de traction sur l’UD
I. 1. Synthèse bibliographique des méthodologies expérimentales existantes
I. 2. Matériau et équipement
I. 2. 1. Eprouvettes et talons
I. 2. 2. Montage expérimental et instrumentation
I. 3. Simulations aux Eléments Finis de l’essai de traction quasi-statique
I. 3. 1. Modélisation de l’essai de traction
I. 4. Vérification expérimentale des paramètres optimisés par simulation numérique
I. 4. 1. Angle de désalignement
I. 4. 2. Pression de serrage
I. 4. 3. Ruptures prématurées des éprouvettes
I. 5. Etude de la capacité d’une nouvelle configuration d’essai optimisée à générer des ruptures en mode fibre et en zone utile
I. 5. 1. Développement de la nouvelle configuration d’essai
I. 5. 2. Analyse statistique des valeurs à rupture
I. 6. Application de la méthodologie développée aux essais de fatigue
I. 7. Conclusion du chapitre
Chapitre II Caractérisation de l’endommagement, durées de vie et performances résiduelles de l’UD en fatigue
II. 1. Synthèse bibliographique des principales études existantes
II. 2. Objectifs de la campagne expérimentale
II. 3. Montage expérimental et instrumentation
II. 4. Limites et difficultés des EA sur l’UD en fibres de carbone
II. 5. Choix des niveaux de contrainte cyclique maximale
II. 6. Matrices d’essais
II. 7. Suivi des endommagements de fatigue par l’émission acoustique
II. 7. 1. Classification par l’algorithme des K-means à centres mobiles
II. 7. 2. Identification de la signature acoustique du bruit
II. 7. 3. Classification par l’algorithme des K-means à 1 centre imposé
II. 7. 4. Classification par modèle de mélange gaussien
II. 7. 5. Influence du rapport de charge R
II. 7. 6. Comparaison de l’énergie acoustique entre les essais de type A et B
II. 8. Sur la différence des durées des vies entre les essais de type A et B
II. 9. Suivi de l’évolution en fatigue de la rigidité longitudinale
II. 10. Evaluation statistique des propriétés résiduelles
II. 11. Endommagements observés à l’échelle microscopique
II. 11. 1. Microstructure du matériau
II. 11. 2. Fibres rompues sans et avec décohésions
II. 11. 3. Endommagement de la matrice
II. 11. 4. Analyse des faciès de rupture
II. 12. Conclusion du chapitre
Chapitre III Modélisation des mécanismes d’endommagement et rupture de l’UD soumis à des chargements de traction quasi-statique et de fatigue
III. 1. Synthèse bibliographique des mécanismes d’endommagement et leur modélisation
III. 2. Objectifs de la modélisation
III. 2. 1. Scenario d’endommagement et rupture
III. 2. 2. Motivations de la modélisation
III. 3. Choix et justification des hypothèses de la modélisation
III. 3. 1. Description du Volume Elémentaire représentatif (VER)
III. 3. 2. Lois de comportement utilisées pour les constituants
III. 4. Estimation de la surcontrainte au bord de la fibre voisine
III. 5. Evolution des surcontraintes autour des clusters
III. 5. 1. Etude du profil des surcontraintes dans le plan de rupture, à iso Vf
III. 5. 2. L’influence du Vf
III. 6. Surcontraintes générées par la décohésion
III. 7. Sur la complémentarité entre deux mécanismes de ruptures de fibres
III. 8. Modes de chargement de l’interface fibre/matrice sous sollicitation quasi-statique et de fatigue
III. 8. 1. Sollicitation quasi-statique
III. 8. 2. Fatigue
III. 8. 3. Sur l’origine du changement de modes
III. 9. Evolution de la contrainte axiale en fatigue
III. 10. Probabilité de rupture d’une fibre sous contrainte hétérogène
III. 11. Conclusion du chapitre
Chapitre IV Comportement des plis à 0° dans des stratifiés multidirectionnels sous sollicitations de fatigue
IV. 1. Choix des empilements par analyse numérique
IV. 2. Endommagement et rupture du stratifié [02 30 -30 0]s
IV. 2. 1. Sollicitation quasi-statique
IV. 2. 2. Fatigue
IV. 3. Endommagement et rupture du stratifié [03 905]s
IV. 3. 1. Sollicitation quasi-statique
IV. 3. 2. Fatigue
IV. 4. Comparaison des durées de vie
IV. 5. Identification de la signature acoustique de la fissuration matricielle
IV. 6. Conclusion du chapitre
Conclusion générale et perspectives
Annexe A – Synchronisation de la chaîne acoustique
Annexe B – Conditions de périodicité du VER
Annexe C – Tenseur des contraintes dans une fibre voisine à celle rompue
Références
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