Problématiques mécaniques autour des assemblages composites collés et leurs limites

La résistance d’un joint collé s’évalue et se limite à l’élément le plus faible de la liaison collée. Dans le cadre des assemblages composites, cet élément peut être le joint adhésif, l’un des substrats ou encore l’interface entre le substrat et l’adhésif. Dans le cadre d’une forte adhésion entre le joint de colle et le substrat, la rupture de l’assemblage se localise dans l’épaisseur de l’adhésif ou dans le substrat, pour le premier cas, il s’agit d’une rupture dite cohésive. En revanche, une rupture initiée et localisée à l’interface est dite interfaciale. En service, il est commun de rencontrer dans le cadre des assemblages composites collés des ruptures qualifiées de mixtes. On observe une initiation de la rupture dans l’épaisseur du joint adhésif (rupture cohésive) puis sous l’action des contraintes externes, mécaniques, environnementales ou thermiques, cette rupture se propage à l’interface (rupture interfaciale).
Une problématique des joints collés concerne les transferts thermiques mis en jeu au sein de ces assemblages. Il est admis qu’en service, ces liaisons adhésives sont confrontées à des plages de température importante allant parfois de -100°C à +100°C. Or aujourd’hui, il existe des joints adhésifs structuraux efficaces répondant aux exigences liées aux basses températures (-100°C) ou aux hautes températures (200°C). Cependant aujourd’hui, les adhésifs structuraux performants à basses et hautes températures et répondant aux contraintes spécifiques de ces environnements opposés sont quasi inexistants.

Modèles analytiques des joints adhésifs

Historiquement, les premiers travaux théoriques traitant du comportement mécanique des joints collés ont été établis par (Volkersen, 1938) et (Goland & Reissner, 1944). Volkersen s’est intéressé aux concentrations de contraintes et leurs localisations, dans le cadre d’analyses uniaxiales . Celles-ci sont bien plus importantes sur les extrémités de l’assemblage. Dans cette étude, il est aussi noté que les contraintes de cisaillement sont réparties symétriquement par rapport à un axe passant par le centre du montage . Ces travaux ont été complétés par Goland et Reissner, via des analyses biaxiales. Ces auteurs ont approfondi l’étude précédente en considérant la rotation des substrats et du joint. La non colinéarité des efforts impliqués dans le cadre d’un joint collé simple recouvrement entraîne inévitablement un moment de flexion, responsable des contraintes de pelage qui viennent s’ajouter aux contraintes de cisaillement (Figure 3). Ces contraintes de pelage se positionnent de manière analogue aux contraintes de cisaillement, réparties de façon symétrique.

Modèles numériques des joints collés composites

Différentes approches classiques permettent l’étude de l’amorçage d’un décollement : l’application d’un critère de rupture, l’utilisation d’un critère couplé, et des approches basées sur la mécanique de l’endommagement. Le bilan des avantages et des limitations de ces différentes approches afin de modéliser l’amorçage du décollement dans une structure tridimensionnelle en présence de phénomène s non linéaires et l’intérêt des Modèles de Zone Cohésive (MZC) est présenté dans (Satthumnuwong, 2011)

Synthèse des joints collés

Les travaux répertoriés dans la littérature sur les joints collés sont abondants. Deux raisons peuvent être avancées pour expliquer cet engouement, la facilité de mise en œuvre et conjointement leur large emploi dans l’industrie. Néanmoins, la conception de ces liaisons reste un secteur de recherche actuel, notamment dans le cadre des assemblages multimatériaux (métal/composite) mais également des liaisons hybrides associant cette technologie et d’autres liaisons mécaniques comme par exemple les boulons ou les rivets.
L’utilisation de Joint Simple ou Double Recouvrement (JSR ou JDR) est cependant limitée de par leurs contraintes mécaniques (cisaillement et pelage) mais également d’un point de vue thermique ou encore en termes de durabilité (Bordes, 2009). La déformation (Yu, 2006), la fissuration (Coppendale, 1977) puis la rupture (Adams, Comyn, & Wake, 1997) sont des effets directs de ces contraintes mécaniques, thermiques et hydriques.

Exemples de liaisons innovantes dédiées aux assemblages composites et limitations dans le cas de chargements hors plan

Des technologies alternatives sont en cours de développement dans le cadre des assemblages composites ou plus largement des assemblages multi matériaux. Il s’agit de technologies pour la plupart en cours de perfectionnement. Leur maturité industrielle n’est donc a priori pas totale.

Le Z-pinning

Ce procédé constitue un outil de choix pour compléter des technologies d’assemblage plus classiques. Ce procédé innovant permet de renforcer mécaniquement des assemblages de stratifiés par des clous. Il est admis que ces matériaux et les liaisons de pièces en composite présentent des faiblesses du point de vue :
 de la résistance aux chocs,
 de la tenue aux efforts hors plan,
 des cohésions entre les couches composites et du délaminage.
Dans le cadre de fibres sèches, des solutions comme le tissage, la couture ou le tres sage peuvent permettre de palier à ces problèmes. Le Z-pinning se positionne plutôt lorsqu’il s’agit de pré-imprégnés. Ce procédé consiste à introduire des clous métalliques ou en fibre de carbone de faibles diamètres (Ji, Kweon, & Choi, 2014) et (Cartié, Troulis, & Partridge, 2006). Cet ajout de matière renforce mécaniquement la structure.
Cette technologie est illustrée sur la Figure 6.

Partie B : cas particulier des assemblages boulonnés/rivetés : comportement hors plan

Introduction

Les assemblages boulonnés sont sans aucun doute les systèmes de liaisons les plus utilisés en mécanique (Souvignet & Brand, 1987). Compte tenu de leur nombre et de leur importance dans la construction mécanique, ils représentent un enjeu économique certain. Le talon d’Achille de ces liaisons mécaniques concerne leur résistance en fatigue qui est intrinsèquement faible MPa. En revanche la résistance en statique à rupture des boulons type HR (Haute Résistance) est très élevée ( MPa). De ce fait, il est donc nécessaire pour le concepteur d’être prudent dans le dimensionnement de telles liaisons, particulièrement sur le choix de la classe de qualité du boulon. De nombreux modèles analytiques de dimensionnement des liaisons boulonnées ont été investigués, ces modèles sont détaillés dans le paragraphe 2.6. La bonne tenue d’un assemblage boulonné dépend de la valeur initiale de la précharge appliquée. Pour toute pièce mécanique, la réalisation de trous est un mal nécessaire pour assembler les éléments et former une structure, une opération réalisable directement lors de la conception des pièces par moulage ou à posteriori par perçage. Cette action intrusive et unilatérale affaiblit grandement les propriétés mécaniques initiales du matériau de l’ordre de 40 à 60 % en traction et 10 à 20 % en compression. Cette chute significative des propriétés mécaniques correspond aux concentrations de contraintes engendrées par la présence du trou.

Les liaisons rivetées

Les liaisons rivetées font parties de la catégorie des assemblages permanents . Le rivetage à l’aveugle permet d’assembler des pièces en particulier lorsqu’un seul côté est accessible. Ces assemblages rivetés sont conçus pour être sollicités dans le plan. Pour dimensionner ces liaisons hyperstatiques, le concepteur doit utiliser des hypothèses simplificatrices qui se doivent fidèles au comportement mécanique de ces assemblages.

Relations entre la géométrie du stratifié et le matage

Dans un assemblage boulonné, le mode de rupture et le niveau de contrainte sont directement liés à la géométrie du stratifié. La méthode la plus courante pour analyser ce facteur est d’évaluer la contrainte maximale en fonction des rapports géométriques du substrat : le rapport D/t (diamètre du trou divisé par l’épaisseur de la plaque), le rapport D/w (le diamètre du trou, par rapport à la largeur de la plaque), et le rapport e/D où e est la distance jusqu’au bord libre de l’éprouvette.

Le rapport D/t

Le paramètre prédominant concernant la tenue d’un assemblage au matage est l’épaisseur des plaques à assembler. La rupture du boulon peut être évitée en choisissant un diamètre pour celui -ci supérieur à l’épaisseur de la plaque. Ils existent plusieurs travaux dans la littérature sur ce sujet, dont ceux de (Munjal & Wilks, 1984) qui soulignent une augmentation de la résistance de l’assemblage de 14,5 % pour un passage du rapport D/t de 1 à 0,69 (diminution du diamètre à une épaisseur t constante). A l’inverse, lorsque le ratio D/t passe de 1 à 3 (augmentation du diamètre), la tenue de l’assemblage diminue d’environ 30 %.

Influences combinées de l’effort de matage et de l’effort passant

La rupture de l’assemblage dépend dans une large mesure du rapport entre l’effort de matage Fm et l’effort passant Fp. La résistance au matage est peu sensible aux efforts passants de traction. Une transition entre les modes de matage et d’élongation s’opère pour un certain ratio Fm/ Fp au-delà duquel la résistance en traction de l’assemblage croît linéairement lorsque l’effort de matage décroît. Les interactions sont plus complexes pour un effort passant de compression. Néanmoins, on observe toujours une transition entre rupture en matage et rupture dans la section nette.

Table des matières

INTRODUCTION GÉNÉRALE
CHAPITRE I : ETUDES BIBLIOGRAPHIQUES 
ASSEMBLAGES COMPOSITES ET COMPORTEMENT HORS PLAN DES LIAISONS
BOULONNEES
1 Partie A : Etat de l’art des techniques d’as semblage des composites
1.1 Le collage structural appliqué aux composites
1.1.1 Problématiques mécaniques autour des assemblages composites collés et leurs limites
1.1.2 Synthèse des joints collés
1.2 Exemples de liaisons innovantes dédiées aux assemblages composites et limitations dans le cas de chargements hors plan
1.2.1 Le Z-pinning
1.2.2 Les pins CMT
1.2.3 Le rivetage auto-poinçonneur
1.3 Conclusion
2 Partie B : cas particulier des assemblages boulonnés/rivetés : comportement hors plan
2.1 Introduction
2.2 Les liaisons rivetées
2.3 Les liaisons boulonnées
2.3.1 Définition de la notion de précharge
2.3.2 Les intérêts de la précharge – cas des assemblages boulonnés composites
2.3.3 Introduction au serrage et aux techniques usuelles répertoriées
2.4 Les types d’assemblages boulonnés et les modes de sollicitations
2.5 Les modes de rupture des assemblages composites boulonnés
2.5.1 Cas particulier de la rupture par matage
2.6 Dimensionnement et modèles analytiques actuels des liaisons boulonnées soumises à un chargement axial
2.6.1 Modèle de Rasmussen (1978)
2.6.2 Modèle VDI 2230 (1986)
2.6.3 Modèle de N’Guyen (1989)
2.6.4 Modèle de Massol (1994)
2.6.5 Modèle VDI 2230 (2003)
2.6.6 Modèle d’Alkatan (2005)
2.7 Synthèse et choix de l’orientation des travaux
CHAPITRE II : COMPORTEMENT MECANIQUE DES STRATIFIES GF/PA6 ET T700/PA66 
3 Introduction aux matériaux composites 
3.1 Prérequis conceptuels au sujet des composites
3.1.1 Une définition des composites
3.1.2 Les renforts
3.1.3 Les matrices organiques
3.2 Description des stratifiés de l’étude : le GF/PA6 et le T700/PA66
3.2.1 Les fibres de carbone T700
3.2.2 Les fibres de verre (GF)
3.2.3 Les matrices PA6 et PA66
4 Approche expérimentale : la caractérisation mécanique des stratifiés GF/PA6 et T700/PA66 
4.1 Introduction
4.2 Comportement élastique du pli élémentaire composite : cas orthotrope
4.2.1 Matrice de rigidité du composite orthotrope
4.3 La caractérisation des propriétés mécaniques dans le plan : procédure expérimentale et posttraitement
4.3.1 Caractérisation dans le sens des fibres : orientation à 0°
4.3.2 Caractérisation en cisaillement : orientation à 45°
4.4 Des sensibilités différentes au fluage, à l’humidité et à la température entre les matrices thermodurcissables et les matrices thermoplastiques
4.4.1 Introduction des bases physiques du mécanisme de fluage
4.4.2 Une sensibilité à la reprise en humidité
4.4.3 Des sensibilités thermiques variables en fonction de la nature de la matrice : thermoplastique ou thermodurcissable
4.5 Démarche et procédures dans le cadre de la détermination des propriétés mécaniques hors plan
4.5.1 La corrélation d’images (DIC : Digital Image Correlation)
4.5.2 Caractérisation du module hors plan à l’aide de mesures LVDT
4.5.3 Caractérisation Non Destructive (CND) par méthode ultrasonore
4.5.4 Résultats expérimentaux
4.5.5 Bilan
4.6 Discussions quant aux limitations expérimentales et conclusion
5 Une alternative numérique pour compléter l’ensemble des propriétés mécaniques élastiques des stratifiés
5.1 Introduction
5.2 Changement d’échelle et homogénéisation numérique des microstructures périodiques
5.2.1 Lois de comportement en élasticité linéaire
5.2.2 Principe de l’homogénéisation en élasticité linéaire
5.2.3 Conditions périodiques
5.2.4 Lemme de Hill-Mandel
5.3 Identification numérique des propriétés élastiques du VER
5.3.1 Définition de la cellule élémentaire
5.3.2 De la géométrie vers un modèle éléments finis robuste
5.3.3 Introduction à la méthode des Eléments Finis Etendus (X-FEM)
5.3.4 Des éléments de précisions concernant les aspects numériques
5.4 Modélisation numérique du VER
5.5 Conclusion du Chapitre II
CHAPITRE III : COMPORTEMENT HORS PLAN DES ASSEMBLAGES BOULONNES COMPOSITES THERMOPLASTIQUES
6 Caractérisation des souplesses des pièces 
6.1 Introduction
6.1.1 Souplesse du boulon
6.1.2 Souplesse des pièces assemblées
6.2 Identification des souplesses : démarche
6.2.1 Méthodologie
6.3 Détermination des souplesses par un critère énergétique
6.4 Utilisation du critère énergétique dans le cadre d’un modèle éléments finis
6.4.1 Une première validation de l’approche énergétique sur un modèle 2D axisymétrique
6.4.2 Identification numérique des souplesses des pièces composites
6.4.3 Résultats des souplesses obtenues pour l’aluminium 7075T6
6.4.4 Résultats des souplesses obtenues pour le stratifié T700/PA66
6.5 Corrélation entre les calculs sous COBRA V6 et Cast3M
6.6 Identification des souplesses : approche expérimentale
6.6.1 Dispositif expérimental et exploitation
6.7 Corrélation essais – calculs
6.8 Ajustement du modèle analytique de type VDI 2230 pour les composites
6.8.1 Modèle actuel et remarques
6.8.2 Une proposition de modification du modèle en souplesse VDI 2230 pour les composites
7 Etude du coefficient de filtrage  et du facteur d’introduction de charge  
7.1 Objectifs et définitions
7.1.1 Objectifs de l’étude
7.1.2 Facteur d’introduction de charge 
7.1.3 Coefficient de filtrage 
7.2 Dispositif expérimental
7.2.1 Montage
7.3 Etude éléments finis
7.3.1 Modèle numérique
7.3.2 Résultats
7.4 Synthèses des travaux et discussion
7.5 Une proposition de modèle analytique
7.6 Conclusion du Chapitre III
PERSPECTIVES 
BIBLIOGRAPHIE 
ANNEXES 
Annexe n°1 : procédure de collage des jauges de déformation
Annexe n°2 : Démonstration de la formulation en souplesse de la VDI 2230 – 2003
Annexe n°3 : procédure d’étalonnage des capteurs LVDT HBM WI 5 mm
Annexe n°4 : Illustration de la méthode X-FEM sur un cas 1D : barre en traction en bi-matériau
Annexe n°5 : Résultats expérimentaux des essais d’identification du coefficient de filtrage pour le GF/PA6