Troisième Congrès Tunisien de Mécanique COTUME’2014

Sousse 24-26 Mars 2014 Page 1/2

Résumé : Le présent papier présente une étude expérimentale du

procédé de soudage par friction-malaxage effectué sur des

plaques en polyéthylène haute densité. Les trois facteurs du pro-

cédé étudiés sont la vitesse de rotation, la vitesse d’avance ainsi

que la surface active de l'outil. Le rapport de la contrainte d'écou-

lement longitudinale à la contrainte d'écoulement transversale a

été évalués en fonctions des paramètres de procédé FSW. L’étude

expérimentale a été conduite suivant un plan d’expériences à face

centrée avec deux répétions. Les résultats expérimentaux montre

que les termes quadratique relatifs aux trois facteurs du procédé

n'affecte pas le rapport des contraintes d'écoulement. En effet,

seuls les facteurs et leurs interactions ont des effets significatives.

Les niveaux des facteurs qui maintiennent les contraintes d'écou-

lement longitudinale et transversale uniformes ont été optimisés.

Mots clefs : Soudage par Friction-Malaxage, Surface de Réponse,

Assemblage des Polymères.

1. Introduction

Le soudage par friction malaxage connu communément par

Friction Stir Welding (FSW) est un procédé qui est breveté

en 1991 par la société britannique TWI. A l’origine ce pro-

cédé est utilisé pour assembler des pièces en alliages

d’aluminium, réputés d’être difficilement soudable. Actuel-

lement, cette technique est explorée dans l'assemblage des

matériaux similaires et dissimilaires ou encore des maté-

riaux ferreux, non ferreux et les polymères. De nombreuses

tentatives ont été faites pour étudier la soudabilité du polyé-

thylène haute densité (PEHD) par FSW [1-3]. Tout d'abord,

un outil rotatif équipé d'un pion cylindre et un épaulement

est utilisé pour produire une quantité de chaleur nécessaire

afin de souder les deux pièces [4]. Ensuite une deuxième

tentative est apparue en proposant un outil composé de

deux parties, la première est le pion qui sert à produire une

quantité de chaleur par frottement et la deuxième une

chaussure servant a apporter une quantité de chaleur addi-

tionnelle afin de garantir une bonne adhésion entre le mé-

lange pâteux et le reste des pièces à souder [5]. Un outil a

été conçu et fabriqué permettant d’emprisonner la quantité

de chaleur produite par friction entre le pion et les pièces à

souder [6]. L'outil composé d’un pion et d’un racleur en

bois a été patenté par Hamrouni et al. [patente]

Les étapes de soudage par FSW commence par une pénétra-

tion de pion en rotation à l’interface des pièces à souder, un

temps de maintien est nécessaire afin de permettre le chauf-

fage local autour du pion, ce qui facilite l’avancement de

l’outil le long du joint, cette dernière phase est suivie par le

retrait de l’outil et ainsi achevé l’opération de soudage.

L'ensemble des études menées concernent l'évaluation de la

résistance, dans la direction longitudinale ou bien transver-

sale, des joints soudés par FSW. Dans ce travail, on pré-

sente l'effet des paramètres de procédé FSW sur le rapport

de la contrainte d'écoulement longitudinale par rapport de la

contrainte d'écoulement transversale (σelong/σetrans).

2. Etude expérimentale

La méthode de surface de réponse (RMS) a été exploitée en

se basant sur un plan d'expériences à face centrée (=1) et

six points centraux avec deux répétions a été conduit. Cette

méthode permet d'analyser des modèles quadratiques déve-

loppés à partir de facteurs quantitatifs.

Tableau 1: niveaux des paramètres

Facteurs Niveau bas (-) Point central (0) Niveau haut (+)

N (tr/min) 653 1280 1700

F (mm/mn) 16 29 44

S (mm2) 377 452 528

En effet, nous avons choisi les trois principaux facteurs in-

dépendants (tab.1), à savoir la vitesse de rotation (N), la vi-

tesse de soudage (F) et la surface du pion (S), pour souder

par FSW bout à bout deux plaques en PEHD d'épaisseur

15mm et de longueur 200mm.

Des éprouvettes de traction ont été découpées dans les sens

longitudinale et transversale par rapport au joint de soudure

(fig.1). Les contraintes d'écoulement dans la direction lon-

gitudinale (σelong) et dans la direction transversale (σetrans) du

joint de soudure ont été mesurées. La variable dépendante

(réponse) est définie comme le rapport des deux contraintes

d'écoulement (σelong/σetrans).

Tableau 2: Plan d’expériences à faces centrées des essais de FSW du PEHD

Ordre

standard N F S

σelong/σetrans Y1 Y2

1

Pla

n f

acto

riel

co

m-

ple

t 2

3

-1 -1 -1 3,23 1,91

2 1 -1 -1 0,92 0,87

3 -1 1 -1 0,71 0,98

4 1 1 -1 0,87 0,83

5 -1 -1 1 0,90 1,00

6 1 -1 1 0,94 1,18

7 -1 1 1 0,89 0,91

8 1 1 1 0,93 0,94

9

Po

ints

en

éto

ile

-1 0 0 0,96 2,47

10 1 0 0 0,96 0,94

11 0 -1 0 0,99 0,87

12 0 1 0 1,05 1,15

13 0 0 -1 0,91 1,10

14 0 0 1 0,93 0,97

15

Po

ints

cen

-

trau

x

0 0 0 0,96 0,98

16 0 0 0 0,89 0,97

17 0 0 0 1,18 0,99

18 0 0 0 1,06 1,06

19 0 0 0 1,04 0,98

20 0 0 0 1,00 1,05

Nous définissons la contrainte d’écoulement comme une

contrainte limite au-delà de laquelle nous avons une défor-

mation purement plastique des éprouvettes en traction. Le

Effets des paramètres de soudage par friction-malaxage sur la

tenue à la traction des joints soudés en PEHD Khaled HAMROUNI

1, Mohamed-Ali REZGUI

2, Rachid NASRI

1, Salah BEJAOUI

kaled_hamrouni@yahoo.fr, Mohamedali.rezgui@esstt.rnu.tn, rachid.nasri@enit.rnu.tn, Salah.bejaoui1@yahoo.fr 1 LR-MAI (11-ES19), ENIT, BP 37, 1002, Le Belvédère, Tunis, Tunisie

2 UR-MSSDT (99-UR11-46), ESSTT. 5 Av Taha Hussein, Montfleury 1008, Tunis, Tunisie

Fig.1: Prélèvement des éprouvettes par apport au joint de soudure

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plan d'expériences et les résultats expérimentaux sont pré-

sentés dans le tableau 2.

3. Résultats et discussions

Les résultats expérimentaux montrent que le rapport des

contraintes σelong/σetrans est essentiellement influencé par les

facteurs du procédé et leurs interactions. L'effet le plus im-

portant au niveau des facteurs est attribué à la vitesse de

rotation N suivit de la vitesse de soudage F (fig.2). La sur-

face du pion a l'effet le plus petit. Les effets enregistrés

pour l'interaction des deux vitesses de rotation et de soudure

NxF ainsi que celle de la vitesse de rotation et de la surface

du pion NxS sont du même ordre (fig.3).

Fig.2: Graphe des effets des facteurs sur le rapport σelong/σetrans

Fig.3: Graphe des effets des interactions sur le rapport σelong/σetrans

En outre de ces résultats, l'analyses de la variance

(ANOVA) du modèle complet à niveau de signification de

5% indique que les termes quadratiques NN, FF et SS sont

tous négligeables puisque leur p-value est inférieure à 5%

(tab.3).

Tableau 3: Analyse de la variance du rapport σelong/σetrans

Modèle complet Modèle réduit

Source SS Df F-

Ratio

P-

Value SS Df

F-

Ratio

P-

Value

N 1,024 1 11,73 0,0021 1,156 1 13,24 0,0012

F 0,681 1 7,80 0,0099 0,678 1 7,77 0,0100

S 0,413 1 4,73 0,0393 0,413 1 4,73 0,0393

NN 0,238 1 2,73 0,1110

NF 0,745 1 8,53 0,0073 0,749 1 8,58 0,0072

NS 0,865 1 9,91 0,0042 0,865 1 9,91 0,0042

FF 0,014 1 0,16 0,6944

FS 0,617 1 7,06 0,0135 0,617 1 7,06 0,0135

SS 0,050 1 0,57 0,4568

LoF 1,191 5 2,73 0,0423 1,434 8 2,05 0,0809

PE 2,183 25 2,183 25

TC 8,024 39 8,024 39

LoF: Lack-of-fit PE: Pure error TC: Total (corr.)

Par conséquent, ces trois termes quadratiques ont été sup-

primés pour donner lieu à un modèle réduit. En effet, con-

trairement au modèle complet, le p-value (0.0809) du lack-

of-fit (LoF) du modèle réduit supérieur à 5% montre que ce

dernier est mieux ajusté aux valeurs expérimentales.

La surface de réponse de la fig. 4 présente l'évolution de

l'équation du modèle réduit (éq.1) du rapport de contraintes

en fonction des facteurs N et F tout en maintenant le facteur

S constant dans son niveau central.

𝜎𝑒𝐿𝑜𝑛𝑔

𝜎𝑒𝑇𝑟𝑎𝑛𝑠= 9,57393 - 0,00398819 N - 0,131735 F -

0,014369 S + 0,0293868 10-3

N F +

0,00586009 10-3

N S + 0,185656 10-3

F S (1)

Le rapport maximal est obtenu pour les niveaux des fac-

teurs N(bas), F(bas) et S(bas) indiquant que dans ces ni-

veaux la contrainte dans la direction longitudinale du joint

(σelong) est supérieure à celle dans la direction transversale

(σetrans). Par contre le rapport minimal est obtenu pour les

niveaux des facteurs N(haut), F(haut) et S(bas) indiquant

que dans ces niveaux la contrainte dans la direction longi-

tudinale du joint (σelong) est inférieure à celle dans la direc-

tion transversale (σetrans).

Fig.4: Surface de réponse du modèle réduit

A l'exception de quelques valeurs expérimentales (tab.2) du

rapport de contrainte la majorités des valeurs fluctuent entre

(0.7 et 1.9). Pour avoir un rapport optimum autour de l'unité

(1,0), justifiant une uniformité du comportement du joint

dans les deux sens longitudinal et transversal, les facteurs

du procédé du soudage par friction malaxage doivent être

réglés autour des niveaux ci-dessous (tab.4). Tableau 4: Paramètres d'optimisation du rapport σelong/σetrans = 1

Facteurs Bas Haut Optimum

N(tr/min) 653,0 1700,0 1358,78

F(mm/min) 16,0 44,0 32,4253

S(mm²) 377,0 528,0 460,707

4. Conclusions

Compte de la nature structurale du PEHD, le procédé de

soudage par friction malaxage permet d'obtenir un cordon

de soudure homogène. En effet, le rapport de contraintes

d'écoulement dans les directions longitudinale et transver-

sale du joint a été optimisé. Les niveaux optimums, des fac-

teurs N, F et S du procédé, permettant d'uniformiser ce rap-

port ont été identifiés dans leurs domaines de variations.

Des essais complémentaires devront être accomplis pour

valider les résultats obtenus.

5. Références [1] M.A. Rezgui, A.C. Trabelsi, M. Ayadi, K. Hamrouni “Optimization

of Friction Stir Welding Process of High Density Polyethylene” IJPQE Journal Vol. 2, No. 1, Jun (2011), pp. 55-61

[2] M. Aydin, “Effects of Welding Parameters and Pre- Heating on the

Friction Stir Welding of UHMW Polyethylene”, PPTE Journal, 49 (2010), 595-601.

[3] A. Arici, S. Selale, “Effects of Tool Tilt Angle on Tensile Strength

and Fracture Locations of Friction Stir Welding of Polyethylene”, STWJ Journal, 12 (2007), 536-539.

[4] R.S. Mishra, Z.Y. Ma, “Friction Stir Welding and Processing”,

MSER Journal, 50 (2005), 1-78. [5] T.W. Nelson, C.D. Sorenson, C. J. Johns, “Friction Stir Welding of

Polymeric Materials”, US Patent No US 6811632 B2, (2004).

[6] M.A. Rezgui, M. Ayadi, A. Cherouat, K. Hamrouni, A. Zghal, S. Bejaoui, “Application of Taguchi Approach to optimize Friction Stir

Welding Parameters of Polyethylene”, ICEM14 Poitier, France doi:

10.1051/epjconf/20100607003

[7] [patente] K. Hamrouni, S. Béjaoui

653F

44 528

Ra

p S

igL

/Sig

T

Main Effects Plot for Rap SigL/SigT

0,86

0,96

1,06

1,16

1,26

1,36

N1700 16

S377

653

-

+

653 1700

-

-+

-+

Interaction Plot for Rap SigL/SigT

Ra

p S

igL

/Sig

T

0,77

0,97

1,17

1,37

1,57

1,77

NF1700

-+

NS

+

FS16 44

-

+

Rap SigL/SigT

0,7-0,9

0,9-1,1

1,1-1,3

1,3-1,5

1,5-1,7

1,7-1,9

1,9-2,1

2,1-2,3

2,3-2,5

N(tr/min)

F(mm/min)

(S=452,0mm²)

Ra

p S

igL

/Sig

T

Estimated Response Surface

600 1000 1400 180016

2636

46

0,7

0,9

1,1

1,3

1,5

1,7

1,9