Full text of DOI:10.1051/metal:2001172

Méthodes pour l’étude de l’effet de la
mise en forme des systèmes sandwich
acier/polymère/acier sur le niveau
d’adhérence acier/polymère
J. Guillemenet*, S. Bistac*, P. Deprez**,
P. Junges**, J. Schultz*
* ICSI- CNRS, Mulhouse
** Usinor - LEDEPP, Florange
La mise en forme des assemblages acier/polymère/acier est
une opération délicate pour le matériau. Des phénomènes
complexes faisant intervenir notamment les propriétés
cohésives du polymère et l’adhésion polymère/métal sont
rencontrés lors de l’emboutissage de tels systèmes.
L’objectif de cette étude est, dans un premier temps, de
développer des tests d’adhérence adaptés à la géométrie
de nos systèmes et permettant de suivre l’évolution de leur
adhérence après prédéformation. Le but sera ensuite de
déterminer l’influence quantitative de la mise en forme
sur les propriétés d’adhérence des assemblages acier/poly-
mère/acier. La réalisation de ce travail repose en partie sur
la décomposition de l’emboutissage par des sollicitations
mécaniques simples, facilement modulables et contrôlables
d’un point de vue qualitatif et quantitatif.
L’objectif de l’étude est de déterminer l’influence
quantitative de la mise en forme (emboutissage,
pliage …) sur les propriétés d’adhérence de
systèmes acier/polymère/acier, grâce à deux
tests d’adhérence complémentaires (rupture en
mode I et II) : le test de clivage en coin et la
torsion par cisaillement. Les résultats, confrontés
aux caractéristiques mécaniques de la résine,
permettent de définir des premiers critères
simples d’emboutissabilité.
Deux tests complémentaires d’adhérence en cisaillement par
torsion et clivage en coin ont ainsi été développés. Le cisaille-
ment par torsion nous permet, dans un premier temps, de
connaître les propriétés mécaniques et d’adhérence en mode
II de la résine étudiée. L’évolution de l’adhérence après un
endommagement en cisaillement est également suivie grâce
à ce test de cisaillement pur. La mesure des propriétés d’ad-
hérence des systèmes acier/polymère/acier en mode I avant
et après déformation en expansion équibiaxée, traction plane
et traction uniaxiale, est effectuée à l’aide d’un test de clivage
en coin dynamique. Les résultats, confrontés aux caractéris-
tiques mécaniques de la résine, permettent de définir des
premiers critères simples d’emboutissabilité.
■ INTRODUCTION
Les systèmes acier/polymère/acier, dits tôles sandwich, sont
développés par les sidérurgistes dans le but de réduire le
bruit et les vibrations, notamment dans l’automobile, le bâti-
ment et l’électroménager. Ces systèmes doivent répondre à
plusieurs critères : cohésion suffisante des assemblages,
aptitude au soudage, à l’emboutissage et au pliage, tenue en
température et, bien entendu, niveau d’amortissement élevé
dans les zones de température et de fréquence désirées.
■ MATÉRIAUX
Les systèmes acier/polymère/acier étudiés sont composés
d’un film de polymère thermodurcissable d’environ 45 µm,
inséré entre deux tôles d’acier minces (0,4 mm) afin d’obte-
nir une structure confinée dans laquelle la viscoélasticité du
polymère est utilisée à son maximum.
Le substrat est un acier doux (fourni par le groupe Usinor)
dont les caractéristiques sont les suivantes :
– module d’élasticité : 2,1.1011 Pa,
– contrainte à 0,2 % : 1,525.108 Pa,
– contrainte à la rupture : 2,94.108 Pa,
Manuscrit reçu le 10 décembre 1999, bon à publier le 10 juillet 2000.
© La Revue de Métallurgie 2001.
La Revue de Métallurgie-CIT/Science et Génie des Matériaux
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Method for studying the influence of
the forming of sheet steel laminates
on the adhesion polymer/steel
J. Guillemenet*, S. Bistac*, P. Deprez**,
P. Junges**, J. Schultz*
* ICSI- CNRS, Mulhouse
** Usinor - LEDEPP, Florange
Sheet steel laminates are obtained by the hot co-rolling
of two sheets, one of which is precoated on the inside
with a thin layer of viscoelastic resin. The sandwich
structures obtained in this way dampen vibrations with
damping coefficients similar to those of plastics, while
conserving the strength of steel. They can be used for
structures such as staircases, doors, floors, protection
rails, etc. This configuration offers a large number of
advantages due to the resulting original mechanical
behaviour. In particular, it provides an efficient solution
to requirements involving combinations of lightness,
stiffness, mechanical strength and thermal insulation,
and especially acoustic insulation which has led to the
development of the vibration damping sandwich sheets.
The torsion shear test gives information on the mecha-
nical and adherence shear properties and allows to eva-
luate the damage sensibility of polymer during shear
mechanical solicitation. The results show that the break
shear behaviour of sheet steel laminates depends on a
critical strain/deformation couple (γS, τS) of predeforma-
tion. This couple is a polymer characteristic which cor-
responds to the maximum elongation and damage of
macromolecular chains, solicitation and failure of cross-
linked points. During the shear predeformation, if the
solicitation is going up this critical deformation, the
shear adherence of the laminate decreases. The resi-
dual shear adherence after a shear solicitation depends
then on the intrinsic polymer properties and the solicita-
tion level.
The objective of the study is to determine the influence
of the forming on the adherence properties of sheet
steel laminates. When the core is thin, from 0.05 to
1 times the thickness of the facing sheet, the resulting
sandwich can be coiled, and can be blanked and formed
using standard techniques employed for ordinary
sheets, and where necessary assembled to form the
finished component. This is a major advantage of thin-
core sandwich structures, which can be processed like
standard sheet, but provide additional features such as
lightness and vibrational damping. But the stamping
operation is quite damageable for this sort of materials.
Two adherence tests are using : torsion shear test
(napkin-ring) and wedge test in order to evaluate the
metal/polymer adhesion before and after deformation.
Drawing is then decomposed in different solicitations :
stretching (or biaxial tension), plane strain tension,
uniaxial tension and shear deformation.
The wedge test, chosen because of the small-scale of
the sample (10 × 50 mm2), allows us to test a large
panel of sheet steel laminates after an elementary pre-
deformation (uniaxial traction, plane traction and stret-
ching). After these three types of predeformation, the
residual metal/polymer adhesion rapidly decreases until
a level of deformation corresponding to the yield limit
of the polymer. For a more important deformation, the
adhesion still constant. In spite of the important defor-
mation obtained, no polymer/metal delamination is
observed.
The proposed methodology permits to evaluate the
impact of a forming on the adherence properties of
steel/polymer/steel system. It can be applied to elemen-
tary deformation easily obtained in laboratory, in order to
predict the evolution of adherence during real forming of
the laminate.
– allongement réparti : 23,9 %,
sa température de transition vitreuse est située vers 10°C.
Cette résine présente un domaine élastique jusqu’à une
déformation de 13 % et un fort allongement à la rupture
d’environ 200 %.
– allongement à la rupture : 42,3 %,
– taux d’écrouissage : 0,2415,
– constante d’écrouissage : 5,325.108 Pa.
Le procédé de fabrication de ces assemblages est basé
sur le colaminage à haute température des tôles d’acier.
L’assemblage acier/polymère/acier est obtenu par enduction
d’un film de résine d’épaisseur contrôlée, évaporation des
solvants et calandrage à chaud des deux parements d’acier.
Le polymère est une résine polyester réticulée avec une
époxy (type DGEBA) et un anhydride. La figure 1 représente
une courbe de traction du polymère obtenue pour une vitesse
de 100 mm/min. Son module d’élasticité est de 3,5 MPa et
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systèmes sandwich
Notations
b
:
:
:
:
:
:
largeur de l’éprouvette (m)
d(t)
e
distance entre deux marques à l’instant t (m)
épaisseur du polymère (m)
E
module d’Young du substrat (Pa)
module d’Young de l’adhésif (Pa)
Ea
G
Figure 2. – Géométrie de l’éprouvette de torsion.
énergie à la rupture des systèmes acier/polymère/acier
(J/m2)
Figure 2. – Torsion shear sample geometry.
h
:
:
:
épaisseur du substrat (m)
épaisseur de l’adhésif (m)
longueur de la fissure (m)
Dans notre cas, l’éprouvette se présente sous la forme d’un
anneau de rayon intérieur et extérieur respectivement de 20
et 25 mm (fig. 2). Elle est collée sur deux supports métal-
liques sur lesquels sont usinées deux clavettes permettant
de fixer l’ensemble sur les porte-échantillons de la machine
de torsion MTS. Il est nécessaire de respecter rigoureuse-
ment les tolérances des différentes pièces (échantillon,
porte-échantillon) et de bien les aligner de façon à s’assurer
que le couple appliqué provoquera une torsion pure sur le
joint de colle. Le collage des éprouvettes se fait alors à
l’aide de gabarits en Teflon® assurant un parfait centrage de
l’ensemble.
ha
L
Re, Ri : rayon extérieur et intérieur de l’éprouvette de torsion (m)
R
T
:
:
rayon moyen (m)
couple de torsion (N/m)
TS (en indice) : tôle sandwich
β
:
rapport de rayon intérieur/extérieur de l’éprouvette
de torsion
δ
:
:
hauteur du coin (m)
ε1
plus grande déformation (déformation principale)
dans le plan de la tôle
Soumis à une torsion, l’ensemble montage/colle/parement
d’acier/polymère se déforme d’un angle total θMTS mesuré
par la machine de torsion, que l’on peut décomposer de la
manière suivante (fig. 3) :
ε2
:
déformation principale perpendiculaire à ε1 dans le plan
de la tôle
ε3
:
:
:
:
déformation dans l’épaisseur de la tôle
déformation de cisaillement
angle de déformation (°)
[1]
γ
La mesure exacte du cisaillement subi par le polymère
nécessite alors de connaître la valeur de θpolymèreTS. Un cap-
teur vidéo, composé d’une caméra équipée d’un objectif à
fort grossissement, permet de suivre un marquage effectué
sur la tranche du système acier/polymère/acier étudié (fig. 3
et 4). L’épaisseur du polymère doit être mesurée précisé-
ment et doit être constante sur toute la surface collée. Les
échantillons, sous forme d’anneaux, sont obtenus par usi-
nage dans des plaques de grandes dimensions. L’épaisseur
de polymère est alors constante et aucune bavure de poly-
mère n’est présente. De plus, grâce au capteur vidéo mesu-
rant le cisaillement réellement subi par le polymère,
I’épaisseur et les « bourrelets » de la colle permettant de
fixer nos systèmes aux porte-échantillons ne sont plus des
facteurs gênant l’expérience.
θ
τ
contrainte de cisaillement (Pa)
τ0rupt
:
contrainte de cisaillement à la rupture
pour un échantillon non prédéformé (Pa)
τdef
:
:
contrainte de prédéformation en cisaillement (Pa)
def
τ
contrainte de cisaillement à la rupture
pour un échantillon prédéformé (Pa)
rupt
■ TECHNIQUES
Cisaillement par torsion
Ce test, appelé « napkin-ring », fut développé à
l’origine par de Bruyne (1) et consistait à coller
bout-à-bout deux cylindres de fine épaisseur, et à
les soumettre à une déformation par torsion. Cet
essai permet de déterminer la résistance au
cisaillement, le module de cisaillement et la courbe
contrainte/déformation des adhésifs collés avec
des supports rigides.
Figure 1. – Courbe de traction de la résine étudiée.
Figure 1. – Traction stress/strain curve.
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systèmes sandwich
Lors de ce test, un état de contrainte
de pur cisaillement se développe dans
le joint, mais le champ circulaire asso-
cié n’est pas uniforme : il est maximal
sur la périphérie (r = Re) (fig. 5).
Figure 3. –
Principe du montage
de torsion.
L’intégration de l’équation [3] n’est alors
réalisable que si l’on connaît la loi de
comportement du matériau. De Bruyne
propose néanmoins de considérer le
cisaillement comme homogène si la
largeur de l’anneau ∆R = Re-Ri est très
inférieure à son rayon (ce qui est le cas
dans cette étude).
Figure 3. – Torsion
shear experiment.
L’équation devient alors :
[4]
avec R : rayon moyen et β = Ri/Re : rapport des rayons inté-
rieur/extérieur.
Figure 4. – Déformation du polymère et mesure
de la distance entre deux marques.
Figure 4. – Polymer deformation and measure
of the distance between two marks.
L’ensemble vidéo, placé sur une platine xyz permettant un
réglage micrométrique du positionnement de la caméra, est
supporté par un bras aluminium fixé sur le mandrin du
porte-échantillon inférieur et permet de suivre les repères
au cours de l’essai.
Figure 5. – Répartition des contraintes de cisaillement dans
l’anneau de torsion.
Figure 5. – Shear stress distribution in a torsion ring.
Tout au long de l’expérience, I’évolution du marquage est
enregistrée à une fréquence maximale de une image par
seconde. Un logiciel de traitement d’images et une routine
spécialement développée permettent le dépouillement auto-
matique de l’enregistrement.
Clivage
Le test de clivage (2-3) consiste à introduire un coin en acier
inoxydable entre deux lames assemblées au moyen d’un
adhésif (fig. 6) et permet de mesurer l’énergie de propaga-
tion d’un décollement. En effet l’écartement symétrique en
mode I des plaques provoque la création d’une fissure qui
se propage jusqu’à l’équilibre. Si aucune énergie n’est dissi-
pée dans les lames et l’adhésif, l’énergie élastique libérée
par le substrat est égale à la résistance à la rupture du joint.
La connaissance des caractéristiques mécaniques et géo-
métriques des parements et de l’adhésif, de l’écartement du
coin ainsi que celle de la longueur de la fissure à l’équilibre
permettent de calculer l’énergie de rupture du joint adhésif
suivant les équations suivantes (4) :
La déformation de cisaillement γ à une distance r du centre
est :
[2]
avec e : épaisseur du polymère et d(t) : écart entre les deux
marques à l’instant t.
L’expression du couple de torsion T en fonction de la
contrainte de cisaillement τ est :
[5]
[3]
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systèmes sandwich
– un enregistrement sur support vidéo de la propagation de
la fissure ;
– un ordinateur permettant l’analyse d’image.
Ce montage permet donc d’accéder à toutes les dimensions
géométriques (longueur de fissure, écartement de pare-
ments, épaisseur de polymère, ...) nécessaires au calcul de
la résistance à la rupture, et d’étudier l’influence de la vitesse
d’introduction du coin sur l’adhérence ou également la ciné-
tique de la propagation des fissures. Dans le cadre de
cette étude, la vitesse d’introduction du coin est fixée à
0,8 mm/min.
Figure 6. – Essai de clivage en coin.
Figure 6. – Wedge test.
avec :
et :
Sollicitations mécaniques des assemblages
;
Lors de la mise en forme par emboutissage, une tôle sous
forme de flan est déformée plastiquement par l’outillage. On
peut distinguer trois grands modes de déformation (7, 8) :
l’expansion, la traction large, le rétreint (fig. 7a). Il en existe,
en fait, par combinaison entre elles, une infinité. Par conven-
tion, tout type de déformation d’un acier peut être repré-
senté par un point du diagramme ε1 - ε2 (fig. 7b), où ε1 est
la plus grande déformation (déformation principale) dans
le plan de la tôle et ε2 la déformation principale perpendi-
culaire à ε1 dans le plan de la tôle. La valeur de déformation
ε3 dans l’épaisseur est obtenue à partir de la loi de conser-
vation du volume : ε1 + ε2 + ε3 = 0.
Notre choix s’est porté sur ce modèle pour calculer la résis-
tance à la rupture de nos systèmes acier/polymère/acier. Ce
modèle tient compte du fait que l’énergie élastique n’est pas
uniquement emmagasinée dans les bras fléchis du double
cantilever, mais également dans la partie non clivée. Cette
dernière se déforme en effet d’une façon qui dépend des
contraintes locales en bout de fissure, et donc des proprié-
tés de l’adhésif (module d’élasticité et épaisseur) et de la
longueur L de la fissure.
Dans le cadre de cette étude, l’emboutissage a été décom-
posé en sollicitations mécaniques simples, plus facilement
modulables et contrôlables d’un point de vue qualitatif et
quantitatif, permettant notamment de réaliser des mesures
d’adhérence polymère/acier après sollicitations mécaniques
de l’assemblage, et de parvenir à dégager les modes et taux
de déformation particulièrement néfastes pour la cohésion
du polymère et son adhésion vis-à-vis de l’acier.
Malgré la faible épaisseur du coin, une très légère déforma-
tion plastique des parements apparaît. Dans le cadre de
cette étude, l’énergie correspondant à cette déformation
plastique n’est pas considérée parce qu’elle est constante :
la même courbure des parements d’acier est mesurée sur
les différents essais de clivage, et seule la longueur de la fis-
sure varie. Il est possible de tenir compte de sa contribution
dans la mesure de la résistance à la rupture en appliquant
la méthode développée par Mantel et al (5) pour le pelage
(ce calcul a été effectué et confirme que la part d’énergie
due à la déformation plastique est faible).
Les prédéformations en cisaillement ont pour objectif de
simuler l’inversion de cisaillement qui se produit lors du
passage sur rayon de matrice. Un décalage entre les deux
De plus, il semblerait qu’aucun modèle
de clivage ne permette de prendre en
compte un comportement viscoélastique
de l’adhésif.
Un test de clivage, adapté à la géométrie
du système acier/polymère/acier utilisé, a
alors été mis au point et est composé de :
Cisaillement
ε2 = -ε1
– un coin de faible épaisseur afin de limi-
ter la déformation plastique ;
– une visualisation précise de la longueur
de la fissure sous un microscope
optique ;
– un contrôle de la vitesse d’avancement
Figure 7. – a) Principales déformations rencontrées dans un embouti type godet ;
b) diagramme de déformations possibles dans un embouti.
du coin afin de solliciter le polymère de
manière continue et à vitesse constante
(6) ;
Figure 7. – a) Most important strain observed during pot stamping
b) strain diagram for sheet forming.
;
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systèmes sandwich
ont été effectués. Ces tests permettent d’éva-
luer la sensibilité à l’endommagement des
polymères sous sollicitation mécanique
(cisaillement pur). Ils consistent à faire subir
à
l’assemblage une prédéformation en
cisaillement (double cisaillement dans un
sens et puis dans l’autre à v = 1°/300 s, limité
à une contrainte d’amplitude τdef) puis à
mesurer l’adhérence résiduelle en torsion de
l’assemblage après cette sollicitation. Un
exemple est illustré figure 10.
Figure 8. – Cisaillement du polymère
lors d’un passage sur rayon de matrice.
Figure 8. – Shear of the polymer
on the die radius.
L’évolution de la contrainte à la rupture (τdef
)
rupt
avec la contrainte de prédéformation (τdef) est
représentée figure 11. Ce graphe montre
parements (fig. 8) impose effectivement un cisaillement à la
résine lors du passage sur rayon, mais également lors de
l’écoulement de la structure sandwich dans un jonc utilisé
pour bloquer la tôle sous serre-flan. Les essais de cisaille-
ment ont été effectués sur la machine de torsion et sont plus
précisément décrits dans la partie résultats.
l’importance du couple (τs,γs), défini précédemment, qui
s’avère être une valeur seuil de prédéformation (τs
=
1,7 MPa) en dessous de laquelle la contrainte de rupture en
cisaillement (τdef ne change pas. Au-delà de cette valeur
rupt
caractéristique du polymère, la contrainte à la rupture chute
progressivement. Le comportement intrinsèque du polymère
en cisaillement gouverne donc la tenue des assemblages à
une prédéformation de type cisaillement.
La traction plane et la traction uniaxiale ont été respective-
ment obtenues sur une machine de traction large avec des
éprouvettes de 295 × 270 mm2, et sur une machine de
traction universelle avec des éprouvettes ISO 20 × 80.
L’expansion équibiaxée a enfin été obtenue par le test
de gonflement hydraulique Jovignot (bulge test en
anglais).
■ RÉSULTATS
Cisaillement par torsion
Le test de cisaillement pur nous a permis, dans un
premier temps, de connaître les propriétés méca-
niques et d’adhérence des polymères utilisés pour la
fabrication des tôles sandwich. Un exemple de courbe
de cisaillement contrainte/déformation réelle obtenue
pour une vitesse de 1°/300 s est présenté figure 9.
Figure 9. – Courbe contrainte/déformation de cisaillement.
Figure 9. – Shear stress/strain curve.
Outre le module de cisaillement (égal à 1,7 MPa) et
l’énergie à la rupture Grupture
la courbe de la figure 6 permet de connaître :
τ0rupt : contrainte de cisaillement à la rupture pour un
échantillon non prédéformé ;
(τs, γs) : couple contrainte/déformation de cisaillement
au-delà duquel le comportement du polymère est
modifié : élongation maximale et endommagement
des chaînes macromoléculaires, sollicitation et rup-
ture des nœuds de réticulation.
Figure 10. – Exemple de test de prédéformation en cisaillement.
Figure 10. – Example of a shear predeformation test.
Après avoir obtenu les caractéristiques en cisaillement
pur de nos systèmes, des tests de prédéformation
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systèmes sandwich
Afin de limiter cette légère chute d’adhérence, il serait
possible d’adapter la géométrie de la tôle sandwich
en faisant varier l’épaisseur de polymère (décalage
de parement = 2πe) et le rayon de matrice R.
Clivage
Le niveau d’adhérence G0 des assemblages est
tout d’abord évalué avant prédéformation, puis les
échantillons sont testés après sollicitation méca-
nique et l’évolution de I’adhérence résiduelle des
assemblages est analysée en fonction du type de
déformation mécanique élémentaire subie par le
matériau. Le système acier/polymère/acier est
déformé en traction unixiale, traction plane et
expansion équibiaxée. La mesure des déforma-
tions sur ces éprouvettes prédéformées se fait à
l’aide d’une grille de carrés (2 × 2 mm2) disposée
par gravure électrochimique sur le flan avant défor-
mation.
Figure 11. – Evolution de la contrainte à la rupture
en cisaillement avec la contrainte de prédéformation
en cisaillement.
Figure 11. – Effect of the shear predeformation stress
on the shear break stress.
les trois types de déformation. Malgré les très
grandes déformations étudiées (la rupture de l’acier
a lieu par exemple pour 42,3 % d’élongation en
traction uniaxiale), aucune délamination (énergie de
rupture nulle) n’est à noter.
Cette méthode d’essai originale développée permet
par conséquent de quantifier I’impact d’une sollicita-
tion mécanique sur les propriétés d’adhérence de
systèmes acier/polymère/acier lors de leur mise en
forme.
Figure 12. – Evolution de l’énergie à la rupture des systèmes
acier/polymère/acier après prédéformation en traction plane,
uniaxiale et expansion équibiaxée.
■ CONCLUSION
Lors de cette étude, les propriétés mécaniques de la
résine ont été étudiées. L’adhérence métal/polymère,
avant prédéformation de l’assemblage, a ensuite été
mesurée en mode I à l’aide du test de clivage en coin
et en mode II grâce au test de torsion - cisaillement.
Figure 12. – Effect of different forming deformation on the adherence
of steel/polymer/steel system.
La petite taille des échantillons testés par clivage (largeur =
10 mm et longueur = 50 mm), la faible épaisseur du coin
utilisé (400 µm) et par conséquent la faible longueur de la
fissure, nous permettent de déterminer l’adhérence rési-
duelle du système acier/polymère/acier dans une zone de
prédéformation parfaitement déterminée.
Afin d’évaluer l’effet de la mise en forme des tôles sandwich
sur l’adhérence acier/polymère, l’emboutissage a été
décomposé en sollicitations mécaniques élémentaires telles
que le cisaillement, I’expansion équibiaxée, la traction plane
et la traction uniaxiale.
L’adhérence résiduelle G du système ainsi déformé est alors
tracée en fonction de la plus grande déformation principale
ε1 (fig. 12).
La torsion annulaire a ainsi permis de montrer que le com-
portement à la rupture en cisaillement est modifié pour une
prédéformation cyclique correspondant à une contrainte
seuil caractéristique du polymère (élongation maximale et
endommagement des chaînes macromoléculaires, sollici-
tation et rupture des nœuds de réticulation). Lorsque la
contrainte de prédéformation est supérieure à cette valeur
seuil, la contrainte de cisaillement à la rupture de l’assem-
blage chute progressivement.
Les types de sollicitation mécanique étudiés dans cette
étude conduisent à une diminution du niveau d’adhérence
progressive, en première approximation identique dans les
trois cas, jusqu’à un valeur de ε1 ≈ 10 % correspondant à la
limite d’élasticité du polymère en traction. Au-delà de cette
valeur, le niveau d’adhérence des systèmes prédéformés
reste constant avec une valeur moyenne de 210 J.m-2 pour
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systèmes sandwich
Lors d’une prédéformation de type traction plane, uniaxiale
et expansion équibiaxée, l’adhérence résiduelle chute par
contre relativement rapidement jusqu’à une déformation
principale correspondant à la limite d’élasticité du polymère,
et reste ensuite constante pour des déformations supé-
rieures.
bibliographie
(1) DE BRUYNE (N.A.). – Adhesion and Cohesion. P. Weiss Ed.,
Elsevier, N.Y. (1962), p. 47-64.
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(3) BISTAC (S.), VALLAT (M.F.), SCHULTZ (J.). – J. Adhesion,
56 (1996), p. 205-215.
Il est cependant délicat de comparer les résultats obtenus
pour ces dernières prédéformations avec ceux du cisaille-
ment. Les prédéformations en cisaillement sont en effet
obtenues sans que l’acier soit déformé et donc sans que la
surface d’acier en contact avec le polymère soit modifiée.
(4) PENADO (F.E.). – J. of Composite Materials, 27, No. 4
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(P.), DEPREZ (P.). – JADH’99, supplément à la revue Le Vide
n° 291-1/4-1999 (1999), p. 15-18.
L’adhérence résiduelle après mise en forme dépend donc
des propriétés intrinsèques du polymère et du niveau de sol-
licitation. Les propriétés mécaniques du polymère telles que
le module d’élasticité du polymère, sa limite d’élasticité et
bien entendu l’adhérence initiale polymère/acier, semblent
en effet jouer alors un rôle important.
(7) COL (A.), HEURTAULT (S.), MUNIER (M.). – Le livre de
l’acier. Ed. Technique & Documentation Lavoisier (1994),
p. 786-813.
(8) HOSFORD (W.F.), DUNCAN (J.L.). – JOM : (1989), 51,
No. 11 (1999), p. 26-38.
Cette méthodologie originale permet par conséquent de
quantifier l’impact d’une sollicitation mécanique sur les pro-
priétés d’adhérence des systèmes acier/polymère/acier :
elle est fondée sur des déformations élémentaires facile-
ment réalisables en laboratoire et vise à prévoir la variation
d’adhérence induite localement lors d’une mise en forme
complexe.
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