Comparaison entre les résistances portantes des moulés

May 22, 2023

Rapports scientifiques volume 12, Numéro d'article : 14756 (2022) Citer cet article

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Cette étude est une enquête sur les effets de la fraction pondérale (% en poids) et de la longueur de la charge de fibres (FFSL) sur la résistance portante (BS) des joints boulonnés dans les composites de polypropylène (PP) renforcés de fibres de verre (GFR) fabriqués par une technique de moulage par injection. L'investigation a été faite pour des trous réalisés soit par moulage soit par usinage. Pour les trous usinés, l'effet des paramètres de perçage (avance et vitesse) sur BS a été discuté. On observe que BS diminue à mesure que FFSL augmente. La BS des échantillons moulés et percés a été améliorée en augmentant le % en poids de fibre de verre. Alors qu'un BS légèrement meilleur a été observé pour les spécimens moulés que ceux percés pour tous les spécimens. L'effet des conditions de forage sur le BS s'est avéré insignifiant pour les trous percés dans du PP renforcé de fibres longues, où le facteur le plus significatif était le % en poids. Cependant, pour le PP renforcé de fibres courtes, la vitesse de la broche était le facteur le plus important suivi de l'alimentation, tandis que le % en poids a l'effet le plus faible. Le mode de morphologie de défaillance pour les spécimens indique que pour les spécimens moulés, les spécimens PP purs ont échoué en mode de roulement pur tandis que les spécimens GFR/PP ont échoué sous la défaillance en mode mixte (roulement et tension nette). Pour les spécimens usinés, tous les spécimens ont échoué sous une défaillance en mode mixte, à l'exception des spécimens à % en poids les plus élevés qui ont échoué sous une tension nette.

Récemment, l'utilisation de matériaux thermoplastiques n'a cessé d'augmenter car ils offrent un ensemble unique de propriétés. Les rapports résistance/poids, la résistance environnementale, la rapidité de traitement, les performances supérieures à haute température et la recyclabilité sont quelques-uns des avantages des thermoplastiques qui favorisent leur utilisation par rapport à d'autres matériaux1,2,3. L'ajout de fibres est largement utilisé dans le renforcement des composites à base de polymères pour être plus fiable dans leurs applications. Afin d'utiliser des polymères renforcés de fibres (PRF) comme élément structurel, ces matériaux doivent répondre à certaines exigences telles que la rigidité, la résistance, la durabilité, l'impact et l'écrasement pour être plus utiles dans la fabrication et l'assemblage de composants critiques2. Diverses pièces automobiles ont été produites à l'aide de thermoplastiques renforcés de fibres, car leurs effets légers ont été démontrés par des pièces non porteuses4 et semi-porteuses. Ces pièces comprennent des boîtiers de batterie5,6,7, des boîtiers de protection8, des roues légères9, des modules avant10, des sièges automobiles11,12, des ressorts à lames13 et des capots14. En particulier, le GFR/PP semble avoir un bon potentiel d'application dans la construction de structures préfabriquées telles que des maisons, des barrières, des poutres et des tabliers de pont dans le domaine du génie civil15. Vaidya et Chawla16 ont conçu et fabriqué un siège de bus durable en GFR/PP offrant respectivement 43 % et 18 % d'économies en termes de poids et de coût de production total par rapport aux modèles de sièges couramment utilisés.

Les joints représentent l'un de ces composants critiques où les boulons constituent le principal moyen de connecter les FRP dans l'application structurelle, la construction d'avions, l'aérospatiale, les véhicules automobiles et d'autres applications d'ingénierie à hautes performances, y compris les articles de sport, les structures d'énergie éolienne et les appareils médicaux17,18,19,20,21,22,23. La résistance des joints de GFR/PP s'est avérée adaptée à la conception du ressort à lames et, par conséquent, ces types de matériaux peuvent être utilisés pour des applications de joints24,25,26. En outre, Anandakumar et al.27 ont obtenu une performance supérieure du bras de contrôle GFR/PP, en tant que composant porteur du système de suspension, par rapport à l'acier. La conception des joints présente un intérêt particulier dans les structures en PRF car les joints représentent le point le plus faible d'une structure composite et la capacité du matériau composite à redistribuer les fortes contraintes locales en cédant20. BS est une propriété importante qui doit être prise en compte dans la conception des joints.

Les trous nécessaires à l'assemblage des FRP sont généralement fabriqués par le processus de forage qui affaiblit la structure de renforcement. Nejhad et Chou28 ont expliqué que les trous percés réduisaient considérablement les performances du composite fibre de carbone/époxy en raison d'une coupe des fibres dans l'épaisseur qui peut être évitée en utilisant des trous moulés. Nejhad et Chou29 ont considéré qu'à toutes fins pratiques, un trou moulé est plus souhaitable qu'un trou percé. Par conséquent, de nombreuses techniques alternatives de moulage de trous ont été développées. Hufenbach et al.30 ont utilisé une technique basée sur le déplacement de fibres qui permet une fabrication non destructive des trous. Brookstein et Tsiang31 ont découvert que les trous tressés formés intégralement fournissent une augmentation de 180 % de la BS des joints par rapport aux trous usinés dans le composite fibres de graphite/époxy. Chang et al.32 ont montré dans une étude sur l'assemblage mécanique par charge de broche de composites hybrides Kevlar/époxy, graphite/époxy et Kevlar-Graphite/époxy que les spécimens avec des trous moulés donnaient une amélioration de la résistance de 0,12 à 61,23 % par rapport aux spécimens à trous percés.

Les résultats expérimentaux de Lin et al.33 ont montré qu'il existe une plus grande résistance à la rupture, une plus petite rigidité initiale et une plus grande déformation à la rupture des composites de mèche de verre tissé (0,90) avec un trou moulé par rapport à ceux avec un trou percé. Cependant, pour (45, − 45)s, il n'y a pas d'amélioration pour la résistance à la rupture et la rigidité initiale, sauf pour la déformation à la rupture. Zitoune et al.34 ont observé que les trous moulés en composite tissé de fibres de carbone/époxy présentent une résistance 30 % supérieure et une déformation 100 % inférieure à celle des trous percés. Brown et al.35 ont montré que pour la fabrication avancée de composites thermoplastiques en fibre de carbone/PEEK, de meilleures propriétés de traction et de compression à trou ouvert étaient obtenues lorsque les trous étaient produits par une technique de perçage assistée thermiquement par rapport aux trous percés. Fujita et al.36 ont constaté que pour le composite époxy renforcé de fibre de verre tressé (GFRE), la résistance du joint du trou tressé était supérieure à celle du trou usiné. En outre, Herszberg et al.37 ont découvert que les composites fibre de verre/époxy tricotés et tissés avec des trous formés intégralement avaient un BS d'environ 20 % supérieur à ceux avec des trous percés. Durante et Langella38 ont trouvé un BS élevé des spécimens composites GFRE avec le trou moulé, réalisé en déplaçant les fibres autour du trou, par rapport au BS des spécimens avec des trous réalisés en coupant les fibres par perçage. Dickson et Dowling39 ont découvert que le BS du composite fibre de carbone/nylon imprimé en 3D avec un trou percé est inférieur de 63 % à celui du trou intégré « Tailor Woven » s'il est soumis à un test de double cisaillement. Clark40 a conclu que les augmentations moyennes de la contrainte de roulement et de la déformation de roulement à la rupture des composites fibres de carbone/Nylon coupés pour les trous imprimés (permettant l'orientation des fibres circonférentiellement autour du trou) par rapport aux trous percés étaient de 31 % et 86,8 %, respectivement.

Au contraire, Ataş et al.41 ont conclu que le BS des spécimens en fibre de carbone/époxy tressé triaxial avec un trou moulé était réduit par rapport aux spécimens avec des trous percés, en raison des désalignements accrus des fibres au cours du processus de fabrication. La comparaison de Wang42 entre les trous produits par des échantillons de roving/époxy en verre tressé triaxial et les trous usinés a indiqué que le trou tressé présentait une capacité portante similaire ou même inférieure à celle du trou usiné.

Pour les trous usinés, la BS des FRP avec trous percés était principalement affectée par les conditions d'usinage. Khashaba et al.19,20,21 ont constaté que la rigidité de l'échantillon et la BS du GFRE diminuaient à mesure que la vitesse d'alimentation et la vitesse de coupe augmentaient. Khashaba et El-Keran43 ont observé un BS inférieur des composites GFRE tissés qui ont été forés à une vitesse de 16,3 m/min par rapport au forage à 32,7 m/min tandis que les valeurs d'alimentation avaient un effet insignifiant sur le BS à une vitesse de 16,3 m/min mais il avait un effet clair à 32,7 m/min (augmenté puis diminué). Krishnaraj et al.44 ont illustré que le perçage à une vitesse de rotation de 3 000 tr/min et une vitesse d'avance de 0,02 mm/tr entraînait le BS le plus élevé par rapport aux autres vitesses et avances de broche. Tagliaferri et al.45 ont conclu que pour un rapport vitesse de perçage/débit d'alimentation donné, de meilleurs résultats en termes de BS peuvent être obtenus en adoptant une vitesse de perçage plus faible pour les éprouvettes GFRE. Srinivasa Rao et al.46 ont constaté que de petites vitesses d'alimentation sont préférées dans le perçage de stratifiés composites GFRE tissés. Wang et al.47 ont indiqué que la vitesse de rotation et l'avance lors du perçage des stratifiés GFRE avaient un effet insignifiant sur le BS.

Les études portant sur le perçage des composites à matrice thermoplastique couvrent certains aspects où Ilio et al.48 ont discuté des dommages causés par le perçage dans les composites unidirectionnels à matrice thermoplastique renforcée de fibres de graphite concernant différents paramètres d'usinage. Hocheng et Puw49,50 ont démontré que les composites d'acrylonitrile butadiène styrène (ABS) renforcés de fibres de carbone avaient une bonne usinabilité dans le forage par rapport aux composites à base d'époxy. Mudhukrishnan et al.51 ont discuté de l'effet du matériau de forage, de la vitesse de la broche et de la vitesse d'alimentation sur le délaminage et la force de poussée sur les stratifiés de polypropylène renforcé de tissu de verre tissé.

La fabrication de pièces avec des trous préfabriqués ne nécessitant aucun traitement supplémentaire distingue le moulage par injection des autres techniques de fabrication. Le moulage par injection peut fournir de manière flexible des constructions thermoplastiques renforcées avec des fibres courtes en tant qu'amélioration de la résistance, y compris la résistance des joints. Cependant, il y a des limites à l'amélioration de la résistance des joints en augmentant la teneur en fibres de grenaille52. Bien qu'il soit impossible de renforcer les pièces moulées par injection avec des fibres continues, les trous pourraient être renforcés à l'aide de fibres continues locales intégrées52. De plus, une allocation d'amélioration des performances des joints par insert métallique est possible grâce au moulage par injection53,54, où une adhérence directe entre le plastique et le métal pourrait être assurée55.

D'après les littératures précédentes, il ressort clairement, selon nos connaissances, que des travaux de recherche limités concernent l'étude de l'effet de la fraction pondérale sur le BS des composites thermoplastiques renforcés de fibres de verre hachées moulés par injection. Aussi, de rares études ont été réalisées dans la comparaison entre les BS des trous moulés et des trous percés de ce type de matériau. De plus, il n'y a pas d'étude systématique réalisée pour indiquer l'effet des conditions d'usinage sur le BS pour ce type de matériaux. En conséquence, le présent travail vise à étudier l'effet du changement de fraction pondérale de fibre de verre sur le BS de composites thermoplastiques renforcés de fibres de verre hachées moulés par injection (PP). Une enquête a été faite pour comparer entre les BS des trous moulés et percés de ces types de composites. De plus, l'influence des paramètres de perçage (avance, vitesses de broche) sur la BS des éprouvettes avec trous usinés a été étudiée.

Le matériau de matrice utilisé dans ce travail était un copolymère de polypropylène (PP) pour moulage par injection (413MNK45) qui a été fourni par SABIC® - Egypte. La fibre de verre (GF) utilisée dans le présent travail était des brins coupés en verre E avec des longueurs de coupe de filament de 12 et 24 mm et ont été fournies par JUSHI Co. Les propriétés mécaniques et physiques du GF et du PP sont présentées dans les tableaux 1 et 2, respectivement.

Les spécimens pour le test de roulement ont été fabriqués par moulage par injection de plastique à l'aide d'une machine de moulage par injection HAITIAN PL1200 avec une force de serrage maximale de 1200 KN. Le moule a été conçu, fabriqué et examiné plusieurs fois pour vérifier son aptitude à produire les spécimens souhaités selon la norme ASTM D5961 pour les spécimens de roulement. Dans ce moule, le même sens d'écoulement du plastique est considéré pour chaque éprouvette afin d'éviter la probabilité de formation de lignes de soudure pouvant conduire à des fissures.

Le moule est muni de deux inserts de 6 mm de diamètre ; inserts courts et longs. L'insert court est utilisé pour les éprouvettes sans trous moulés (les trous seront percés ultérieurement à l'aide du processus d'usinage), Fig. 1a, tandis que l'insert long est utilisé pour les éprouvettes avec trous moulés (les trous sont produits à la suite du processus de moulage par injection), comme illustré à la Fig. 1b.

Le moule; (a) moule avec insert court, (b) moule avec insert long pour les spécimens avec trous moulés.

Pour produire les éprouvettes, le profil de température du fourreau le long de la machine de moulage par injection a été ajusté à 140, 160, 180, 220 et 244 °C. La température du baril a été ajustée pendant le processus lors de l'ajout de PP avec GF. Le procédé de fabrication peut être décrit comme suit ; Tout d'abord, des échantillons de roulement en PP purs ont été moulés par injection. Deuxièmement, des granulés de PP ont été mélangés mécaniquement avec du GF en utilisant différentes fractions pondérales de 10, 20 et 30 % en poids de PP et différentes matières premières ayant des longueurs de fibres de 12 mm et 24 mm. Le mélange a d'abord été introduit dans une extrudeuse de la machine de moulage par injection pour produire des pré-échantillons. Les pré-échantillons avec leur carotte et leurs coulants sont broyés dans un broyeur formant de petites particules de tailles identiques. Les petites particules ont été à nouveau moulées par injection pour obtenir les éprouvettes finales. Le but principal de ces étapes est d'obtenir une meilleure répartition du GF dans le PP. L'ensemble du processus est répété avec un long insert ajouté au moule pour produire des spécimens avec des trous moulés. Les spécimens fabriqués avaient des fibres coupées et orientées au hasard. Les codes et compositions des éprouvettes fabriquées avec des trous moulés sont illustrés dans le tableau 3.

Le processus de perçage a été réalisé à l'aide d'une fraiseuse CNC Boxford 300VMCi équipée du logiciel PC Boxford. Un étau manuel est utilisé pour maintenir et localiser de manière cohérente la pièce à usiner. Un foret hélicoïdal en carbure de 6 mm de diamètre (comme recommandé dans le forage de GFR/PP par Mudhukrishnan51) fourni par AYKT est utilisé dans le processus de forage. Le processus de forage a été effectué dans des conditions sèches sans l'utilisation de liquide de refroidissement. Le forage a été réalisé à l'aide d'une plaque de bois à l'arrière des échantillons composites. Les facteurs expérimentaux à différents niveaux ont été conçus à l'aide de la méthode de Taguchi, comme indiqué dans le tableau 4.

La conception factorielle complète des expériences identifie toutes les combinaisons possibles pour un ensemble donné de facteurs. Étant donné que la plupart des expériences industrielles impliquent généralement un nombre important de facteurs, un plan factoriel complet entraîne davantage d'expériences. Pour minimiser le nombre d'expériences à un niveau raisonnable, seul un petit groupe parmi toutes les possibilités est choisi. L'analyse de Taguchi offre un ensemble unique de directives de conception qui couvrent plusieurs aspects des expériences factorielles. La conception expérimentale par la méthode de Taguchi implique des réseaux orthogonaux organisant les paramètres du processus et les niveaux de variation possibles. Il détermine les facteurs qui affectent le plus la qualité du produit avec des expérimentations minimisées, économisant ainsi des ressources et du temps. Dans le présent travail, les facteurs du processus de perçage sont la fraction pondérale des fibres, la vitesse de la broche et la vitesse d'avance. Les niveaux de fractions pondérales de fibres étaient de 0, 10, 20 et 30 % en poids. Les niveaux de vitesse de coupe sélectionnés étaient de 1 000, 2 000, 3 000 et 4 000 tr/min. Alors que les niveaux de vitesse d'alimentation ont été pris comme 100, 200, 300 et 400 mm/min. Ces facteurs et leurs niveaux sont présentés dans le tableau 4.

Les expériences de forage ont été réalisées à l'aide du réseau orthogonal mixte L16 comprenant 16 passages correspondant à plusieurs tests de la méthode de Taguchi. Le schéma expérimental est donné dans le tableau 5.

Dans l'analyse de Taguchi, les valeurs de chaque expérience sont ensuite converties en un rapport signal sur bruit (S/N), où le terme qui fait référence aux valeurs requises (moyenne) est le signal et les valeurs qui ne sont pas requises (écart type) sont représentées comme le bruit pour les caractéristiques de sortie. Lors de l'analyse des rapports S/B, les caractéristiques de qualité sont proposées par Taguchi comme suit56 ;

où \({y}_{i}\) est la valeur de réponse observée et \(n\) définit le nombre de réplications.

Lorsque le but de l'expérimentation est de maximiser la réponse, la sélection de la caractéristique de qualité "plus c'est grand, mieux c'est" est le bon choix (Eq. (1)). Cependant, si l'objectif de l'expérimentation est de minimiser la réponse, la sélection de la caractéristique de qualité "plus petit est meilleur" est la bonne option (Eq. (2)). "Le nominal est le meilleur" (Eq. (3)) est utilisé pour cibler la réponse afin de baser le rapport signal sur bruit sur les moyennes \((\mu )\) et les écarts types \((\sigma )\). Le rapport signal sur bruit "Le nominal est le meilleur" est utile pour analyser ou identifier les facteurs d'échelle, qui sont des facteurs dans lesquels la moyenne et l'écart type varient proportionnellement. Des facteurs d'échelle peuvent être utilisés pour ajuster la moyenne sur la cible sans affecter les rapports signal/bruit.

Dans le présent travail, l'objectif est de maximiser le BS, par conséquent, la caractéristique de qualité "plus c'est grand, mieux c'est" est sélectionnée.

Une série d'essais ASTM D5961 portant des goupilles a été menée sur des échantillons moulés et percés avec différentes teneurs en fibres à l'aide d'une machine d'essai universelle (Testometric 200 kN) à température ambiante. Des spécimens d'essai standard ont été utilisés pour obtenir le mode de défaillance des roulements plutôt que les modes de tension nette ou de cisaillement qui présentaient des charges plus faibles associées à une rupture catastrophique, comme recommandé par les études précédentes20,57,58,59. Les dimensions de l'éprouvette standard sont illustrées à la Fig. 2a où w/d = 6 et e/d = 6. Le montage d'essai a été fabriqué en acier selon la géométrie illustrée à la Fig. 2b.

Spécimen d'essai de roulement et montage ; (a) éprouvette de roulement, (b) montage de roulement.

Des composites PP renforcés de fibres moulés par injection de différentes longueurs de matière première fibreuse (FFSL) de 12 et 24 mm ont été pris en compte pour l'analyse. Dans les pièces moulées par injection, la longueur moyenne en nombre des fibres (\({L}_{n}\)) et la longueur moyenne en poids des fibres (\({L}_{w}\)) ont été obtenues à l'aide des relations suivantes :

et

Les équations ont été proposées par Refs.24,60, où \({L}_{i}\) est la longueur de la ième fibre dans l'échantillon et \({F}_{i}\) est la fréquence de la longueur de fibre \({L}_{i}\). La longueur moyenne en nombre des fibres \({L}_{n}\) est toujours la plus petite valeur et est fortement influencée par la présence de la quantité de fibres et de fragments. Tandis que la longueur moyenne en poids des fibres \({L}_{w}\) est influencée par la présence d'une fraction de fibres longues. La valeur \({L}_{w}\) est plus expressive pour la prédiction du comportement mécanique24,60.

Plusieurs images de GF ont été obtenues après combustion complète de la matrice dans un four à moufle à 570 ° C pendant 4 h. Le test de burnout a été réalisé pour tous les types de composites à différents FFSL et % en poids. Les images ont ensuite été analysées à l'aide du logiciel ImageJ et + 500 mesures de GF ont été effectuées.

Après analyse des images, il est clair que les longueurs de fibres ont considérablement diminué après le processus de moulage par injection24,60,61,62,63,64,65. Cela se produit parce que les fibres subissent une contrainte de cisaillement massive lors du processus d'injection par la vis d'injection, ce qui entraîne de graves dommages aux longueurs des fibres63.

La figure 3 montre des histogrammes décrivant le FLD de composites PP avec différents FFSL et% en poids. Les histogrammes commencent à partir de longueurs de fibre de 0,05 à 1 mm avec un pas de 0,05 mm basé sur les valeurs minimales et maximales des longueurs de fibre obtenues à partir des mesures.

Distribution de la longueur des fibres (FLD); (a) 10 % en poids, (b) 20 % en poids et (c) 30 % en poids.

D'après les histogrammes illustrés à la Fig. 3, on peut observer que les composites avec toutes les compositions présentaient une distribution approximativement normale et que les fréquences plus élevées étaient décalées vers des fibres plus longues dans le cas d'échantillons fabriqués à partir de FFSL de 12 mm. Les fréquences élevées de fibres courtes dans les spécimens de 24 mm réduiront définitivement les valeurs de \({L}_{n}\) et \({L}_{w}\). Les valeurs de \({L}_{n}\) et \({L}_{w}\) pour tous les spécimens sont tabulées dans le tableau 6. De plus, la fréquence des longueurs de fibres tend à se rapprocher entre les différents FFSL en augmentant les fractions pondérales des fibres de 10 à 30 % en poids.

Plusieurs études60, 61, 62, 63, 64 ont discuté de l'influence des fractions pondérales des fibres sur les longueurs des fibres dans les thermoplastiques renforcés de fibres de verre moulés par injection. Ces études ont conclu que l'augmentation de la teneur en fibres entraîne une diminution des longueurs de fibres dans le composite résultant. Kumar et al.60 ont lié cette réduction de la longueur des fibres à l'augmentation des dommages causés aux fibres en raison de l'interaction élevée entre les fibres à des concentrations plus élevées dans le composite. Ils ont également montré que, à la fois \({L}_{n}\) et \({L}_{w}\) augmentent à mesure que FFSL augmente pour FFSL jusqu'à 9 mm, une augmentation supplémentaire de FFSL supérieure à 9 mm a un effet inverse où \({L}_{n}\) et \({L}_{w}\) diminuent.

Il a été observé à partir de la figure 4 que la longueur moyenne des fibres et les rapports d'aspect après moulage par injection diminuent à mesure que la FFSL augmente de 12 à 24 mm. Par exemple, \({L}_{w}\) de 10 % en poids a été diminué de 150 % en utilisant 24 mm GF par rapport à 12 mm GF. Par conséquent, l'augmentation de FFSL de plus de 12 mm peut entraîner une diminution significative du rapport d'aspect des fibres, comme le montre la Fig. 4. On observe également dans le tableau 6 que l'augmentation de la fraction pondérale des fibres entraîne une légère diminution de la longueur moyenne des fibres, comme précédemment observé par les références 60, 61, 62, 63, 64. Tout au long de ce travail, sur la base des résultats ci-dessus, les FFSL de 12 mm et 24 mm seront respectivement appelés "fibres longues/polypropylène (LFPP)" et "fibres courtes/polypropylène (SFPP)".

Relation entre la fraction pondérale des fibres et le rapport d'aspect des fibres.

La figure 5 représente la relation entre BS des composites GFR/PP avec différents % en poids et FFSL. La figure montre une diminution de la BS des composites SFPP par rapport aux composites LFPP. La diminution observée de BS commence à partir de 2,85 % à 10 % en poids jusqu'à 5,95 % à 30 % en poids. La diminution de BS peut être due à la diminution des rapports d'aspect des fibres dans les composites obtenus à une augmentation de FFSL, comme illustré à la Fig. 4.

Plans BS de spécimens de trous moulés avec différentes fractions pondérales.

On peut également noter à partir de la Fig. 5 que la teneur en fibres et la longueur dans la matrice ont un effet important sur le BS des composites GFR/PP. Pour le SFPP et le LFPP, le BS augmente à mesure que le % en poids de fibre augmente avec une amélioration de 9 % pour l'échantillon L3012 au-dessus de L00. Alors que pour SFPP, BS n'augmente que de 3% du spécimen L00 à celui L3024. L'augmentation de BS due à l'augmentation du % en poids de fibres est attendue car la résistance du matériau de renforcement GF est nettement supérieure à celle du PP, l'augmentation du % en poids de GF améliore directement le BS des composites, comme le montre la Fig. 5. Un résultat similaire a été rapporté par Subramanian et Senthilvelan25 où le BS du ressort à lames en GFR/PP était supérieur à celui en PP non renforcé. De plus, à mesure que la longueur de la fibre augmentait, BS augmentait. De plus, Asi66 a montré que BS de GFRE augmentait d'abord à mesure que les densités linéaires du tissu tissé augmentaient (ce qui est une indication de l'augmentation de la teneur en fibres), puis diminuait avec une augmentation supplémentaire des densités linéaires du tissu tissé en raison de la teneur élevée en vides et des niveaux de sertissage du composite obtenu.

La variété du pourcentage d'amélioration pour le BS de L00 à L3012 et L3024 qui est trois fois plus élevée dans L3012 (LFPP) que L3024 (SFPP) peut être liée à la différence de longueur moyenne de fibre (rapport d'aspect) entre eux, comme trouvé dans des études précédentes24,60. Là où Subramanian et al.24 et Kumar et al.60 ont constaté que la résistance du composite augmente à mesure que la longueur moyenne des fibres augmente. Kumar et al.60 ont remarqué que la résistance du composite dépend principalement du rapport d'aspect des fibres (ou de la longueur des fibres) plus que de la teneur en fibres, et la résistance réduite du composite causée par la diminution de la longueur moyenne des fibres compense presque la résistance accrue du composite causée par une teneur en fibres plus élevée.

Les figures 6a, b montrent les courbes contrainte-déformation pour les échantillons avec différents % en poids de GF pour le LFPP et le SFPP, respectivement. Comme déjà discuté à la Fig. 5, les courbes de contrainte-déformation de la Fig. 6 montrent également l'amélioration des résistances portantes en tant que fractions pondérales plus élevées de fibres introduites dans la matrice et d'autres améliorations de BS pour les échantillons avec des fibres plus longues. On observe également à partir de la figure 6 que les contraintes de rupture des composites GF/PP sont inversement proportionnelles au % en poids de fibre en raison de l'allongement réduit du GF par rapport à l'allongement du PP, comme mentionné dans les tableaux 1 et 2.

Courbes de contrainte-déformation de ; (a) LFPP et PP pur, (b) SFPP et PP pur.

Les résultats expérimentaux de BS mesurés, les valeurs correspondantes des rapports S/N et le code d'expérience pour chaque essai sont présentés dans le tableau 7, pour LFPP et SFPP triés respectivement de l'expérience 1 à l'expérience 16.

Les tableaux 8 et 9 représentent le rang de l'effet de chaque facteur sur le paramètre de réponse (BS) pour LFPP et SFPP, respectivement, par analyse de Taguchi à l'aide du logiciel Minitab 17. Le logiciel Minitab attribue des classements en fonction des valeurs Delta ; le rang 1 fait référence à la valeur la plus élevée de Delta, le rang 2 représente la deuxième valeur la plus élevée de Delta, et ainsi de suite, pour indiquer l'effet correspondant de chaque facteur sur la réponse (BS). Pour le LFPP, la fraction pondérale est le facteur le plus efficace sur le BS, suivi de la vitesse, puis de l'alimentation. Pour SFPP, le facteur le plus efficace sur BS est la vitesse, suivie de l'alimentation, puis de la fraction pondérale. Des rangs différents pour les facteurs entre LFPP et SFPP sont observés.

Le modèle linéaire général ANOVA ainsi que l'ANOVA unidirectionnelle ont été obtenus pour décrire la réponse de chaque facteur où des variances égales pour l'analyse ont été supposées. Les résultats du modèle linéaire général ANOVA et de l'ANOVA unidirectionnelle sont résumés dans les tableaux 10 et 11, respectivement. La comparaison de la valeur de p pour chaque facteur avec le niveau de signification (α = 0,05) indique que, pour la fraction pondérale LFPP, la valeur de p est inférieure au niveau de signification α (valeur de p = 0,003), tableau 10. Alors que l'alimentation et la vitesse ont des valeurs de p supérieures à α. Cependant, dans le cas de SFPP, la vitesse a une valeur de p inférieure au niveau de signification α (valeur de p = 0,005). Alors que les fractions d'alimentation et de poids ont des valeurs p supérieures à α. La fraction pondérale dans le cas du LFPP est le facteur le plus important affectant le BS. BS augmente à mesure que la fraction pondérale augmente avec une amélioration maximale de BS de 9 % pour 30 % en poids par rapport au PP pur. Alors que la vitesse et l'avance ont un effet insignifiant car le gradient de pente est très faible, comme le montre la Fig. 7. Différents résultats sont obtenus pour SFPP, où la vitesse est le facteur significatif affectant BS. BS diminue à mesure que la vitesse augmente de 1000 à 4000 tr/min. D'autre part, la fraction pondérale et l'alimentation ont des effets insignifiants sur BS avec une très faible pente, comme le montre la Fig. 7. Les résultats de l'ANOVA concordent bien avec les résultats obtenus à l'aide du logiciel Minitab 17. L'absence d'effet influent de la fraction pondérale sur le BS dans le cas du SFPP peut être due à la longueur moyenne pondérée réduite des fibres qui dégage le champ des paramètres d'usinage pour montrer leur effet sur le BS des composites GFR/PP représenté par la vitesse de broche.

Tracé de l'effet moyen pour LFPP et SFPP pour les valeurs BS et S/N.

Les figures 8a, b montrent la différence entre les BS des spécimens avec des trous moulés et des trous usinés pour les spécimens LFPP et SFPP, respectivement. Il ressort clairement de la figure que la BS des trous moulés est légèrement meilleure que celle des trous usinés pour toutes les fractions de poids et toutes les longueurs de fibres. Les dommages collatéraux au processus de forage jouent un rôle majeur dans la réduction de la BS des spécimens avec des trous forés. La pente de la Fig. 8a montre un comportement similaire pour les échantillons moulés et usinés pour LFPP, où ils ont le même taux d'augmentation de BS avec l'augmentation de la fraction pondérale des fibres. L'augmentation moyenne de BS pour les spécimens avec trous moulés est d'environ 1 % par rapport aux spécimens avec trous percés. Alors que la pente de la Fig. 8b montre un taux d'augmentation légèrement plus élevé de BS ainsi qu'une augmentation de la fraction pondérale de fibres pour les échantillons de trous moulés par rapport aux échantillons de trous usinés pour SFPP. L'augmentation de BS pour les spécimens avec des trous moulés varie de 0,8 % pour le PP pur à 2,6 % pour 30 % en poids de GF sur les spécimens à trous percés.

BS des trous moulés par rapport aux trous usinés ; (a) LFPP, (b) SFPP.

Les résultats des tests de roulement de Hufenbach et al.30 ont montré que les trous moulés en thermoplastique renforcé de textile étaient capables de résister à des charges plus importantes par rapport à la configuration percée.

Expérimentalement, les joints fixés mécaniquement échouent sous quatre mécanismes de base; tension nette, cisaillement, rupture de clivage et rupture de roulement. Les modes de rupture par tension nette, cisaillement et clivage ne sont pas souhaitables en raison de la nature catastrophique de la rupture finale20. La défaillance des roulements, caractérisée par une diminution progressive de la charge appliquée, est considérée comme le mode de défaillance idéal38,67. les dommages causés par la rupture d'un matériau renforcé de fibres pourraient être attribués à la fissuration de la matrice, à la rupture des fibres, au décollement de l'interface fibre-matrice et à leurs combinaisons68. Dans cette section, le mode de rupture des composites à assemblage boulonné a été évalué en observant la surface de rupture. La figure 9 montre les morphologies de rupture d'éprouvettes moulées avec différentes fractions pondérales et longueurs de fibres testées en roulement. À partir de la Fig. 9, on remarque que deux modes de défaillance se sont produits dans le présent travail à la suite du test de roulement. Le premier mode de défaillance est le mode de roulement pur qui est représenté dans un spécimen de PP pur (L00) comme illustré à la Fig. 9a. Le deuxième mode de défaillance est le mode de défaillance mixte (mode de tension nette/roulement) des spécimens composites GFR/PP, comme illustré à la Fig. 9b–g. Des modes de défaillance similaires entre différentes longueurs de fibres sont observés, tandis que la capacité portante diminue à mesure que la fraction pondérale des fibres augmente. Par conséquent, pour les spécimens L3012 et L3024 illustrés à la Fig. 9f, la défaillance du roulement g s'est à peine produite, tandis qu'une capacité portante impressionnante est obtenue par du PP pur, comme indiqué à la Fig. 9a.

Morphologies de défaillance des spécimens de trous moulés testés dans le roulement ; (a) PP pur, (b) 10 % en poids de GF (longueur initiale de 12 mm) + 90 % en poids de PP, (c) 10 % en poids de GF (longueur initiale de 24 mm) + 90 % en poids de PP, (d) 20 % en poids de GF (longueur initiale de 12 mm) + 80 % en poids de PP, (e) 20 % en poids de GF (longueur initiale de 24 mm) + 80 % en poids de PP, (f ) 30 % en poids de GF (longueur initiale de 12 mm) + 70 % en poids de PP, et (g) 30 % en poids de GF (longueur initiale de 12 mm) + 70 % en poids de PP.

Les micrographies SEM de la zone de fracture des spécimens L1012 et L3012 sont présentées sur les figures 10a, b, respectivement. La rupture fragile de la matrice est plus évidente dans l'échantillon L3012 que dans l'échantillon L1012, ce qui est proportionnel à la nature fragile des courbes contrainte-déformation pour l'échantillon L3012, comme indiqué précédemment sur la Fig. 6. De plus, on peut remarquer sur la Fig. 10 qu'apparemment, un grand nombre de fibres sont extraites de la matrice dans les deux échantillons en raison de la fracture de l'échantillon.

Images SEM d'une coupe transversale de la zone fracturée des spécimens ; (a) 10 % en poids de GF (longueur initiale de 12 mm) + 90 % en poids de PP et (b) 30 % en poids de GF (longueur initiale de 12 mm) + 70 % en poids de PP.

La figure 11 comprend la relation contrainte-déformation en plus de la morphologie de rupture de certains spécimens de trous usinés. Un mode de défaillance mixte (mode tension nette/roulement) s'est produit pour tous les spécimens ayant des trous usinés, à l'exception des spécimens à 30 % en poids de GF qui ont échoué en mode tension nette uniquement, comme illustré à la Fig. 11. Le changement de mode de défaillance entre les spécimens moulés et percés peut être attribué aux dommages associés au processus de forage.

Morphologies de défaillance et courbes contrainte-déformation des roulements des échantillons de trous forés.

Une analyse expérimentale et statistique des BS associés aux composites GFR/PP fabriqués par la technique de moulage par injection avec des trous moulés ou percés dans diverses conditions de forage est présentée dans cette étude. Les résultats obtenus peuvent être résumés comme suit;

Le BS des échantillons injectés avec du FFSL plus long s'est avéré avoir un BS inférieur à celui des échantillons plus courts en raison de la diminution observée de la longueur moyenne en poids des fibres dans l'échantillon produit après le processus de moulage par injection. La diminution observée de BS commence à partir de 2,85 % à 10 % en poids jusqu'à 5,95 % à 30 % en poids GFR/PP.

Pour les spécimens avec des trous moulés, à la fois pour le LFPP et le SFPP, BS augmente à mesure que la fraction pondérale des fibres augmente. Pour le LFPP, une amélioration de 9% pour les éprouvettes L3012 supérieures à L00 est obtenue. Alors que pour le SFPP, BS n'augmente que de 3% du spécimen L00 au spécimen L3024.

Pour les spécimens avec des trous percés, les résultats obtenus à partir de l'analyse ANOVA et Taguchi ont indiqué que les effets des conditions d'usinage et de la fraction pondérale sur BS étaient différents entre les spécimens LFPP et SFPP ; pour le LFPP, le facteur le plus significatif était la fraction pondérale alors que les conditions de forage (vitesse et avance) se sont avérées moins significatives. Cependant, pour SFPP, la vitesse de broche s'est avérée être le facteur le plus important, suivi de l'alimentation, tandis que la fraction pondérale a le moins d'effet.

L'augmentation de la fraction pondérale entraîne une augmentation de BS pour les échantillons de trous moulés et usinés.

La BS des trous moulés est légèrement meilleure que celle des trous usinés pour toutes les fractions de poids et longueurs de fibres utilisées ; pour le LFPP, l'augmentation moyenne de BS pour les spécimens avec des trous moulés est d'environ 1 % par rapport aux spécimens à trous percés. Alors que pour le SFPP, l'augmentation de BS pour les spécimens avec des trous moulés varie de 0,8 % pour le PP pur à 2,6 % pour 30 % en poids de GFR/PP sur les spécimens à trous percés.

L'analyse morphologique des spécimens fracturés a indiqué que ; pour les échantillons de trous moulés, les échantillons de PP simples ont échoué en mode de défaillance de roulement pur. Alors que les spécimens GFR / PP ont échoué sous le roulement et la rupture en mode mixte de tension nette. Pour les spécimens de trous usinés, tous les spécimens ont échoué en cas de rupture en mode mixte de roulement et de tension nette, à l'exception des spécimens à 30 % en poids de GFR/PP qui ont échoué en mode de rupture en tension nette uniquement.

Les auteurs déclarent que toutes les données générées ou analysées au cours de cette étude sont incluses dans cet article publié.

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Département de génie mécanique, Institut supérieur de technologie, ville du dixième du Ramadan, Al-Sharqia, Égypte

MM Oussama

Département de conception mécanique et de génie de la production, Faculté d'ingénierie, Université de Zagazig, PO Box: 44519, Zagazig, Al-Sharqia, Égypte

AI Selmy, Ayman MM Abdelhaleem & AA Megahed

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Correspondance à MM Osama.

Les auteurs ne déclarent aucun intérêt concurrent.

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Oussama, M., Selmy, A., Abdelhaleem, A. et al. Comparaison entre les résistances portantes des trous moulés et usinés des composites GFR/PP. Sci Rep 12, 14756 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-18943-w

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Reçu : 04 mai 2022

Accepté : 22 août 2022

Publié: 30 août 2022

DOI : https://doi.org/10.1038/s41598-022-18943-w

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