Début du glissement par friction du contact caoutchouc-verre dans des conditions sèches et lubrifiées

Résultats expérimentaux

Un échantillon de caoutchouc (60 × 60 mm2) a été pressé contre des surfaces de verre sèches et humides dans un testeur de friction linéaire (figure 1). Après le chargement, une force longitudinale a été appliquée à la surface supérieure de l’échantillon. Les forces agissant sur l’échantillon ont été mesurées et le mouvement de la surface du caoutchouc a été photographié à grande vitesse à travers une plaque de verre transparente. Les séquences d’images de la caméra à grande vitesse ont été analysées par DIC pour étudier le processus de détachement.

Caoutchouc sur verre sec

La figure 2 montre comment un bloc de caoutchouc statique est détaché pour commencer à glisser. Les courbes de force sont données pour différentes charges et une séquence d’images est montrée pour une charge de 600 N (0,166 N/mm2). Le décollement est clairement amorcé à partir des coins arrière de la zone de contact (image 3, 0,02 s) et se poursuit par un décollement à partir des côtés et de l’arrière (image 4, 0,03 s). La dernière zone à adhérer au verre est la zone centrale du caoutchouc après le décollement du bord d’attaque (images 4-5, 0,03-0,05 s). Le détachement complet est observé après 0,05 s, où la courbe de force montre une convergence vers une friction de glissement stable également.

Le début de la courbe de force indique une transition douce de la situation statique au glissement sans aucune valeur de pic identifiable qui pourrait être considérée comme μs. En outre, la rampe de force ne montre aucun précurseur de glissement lorsqu’elle est échantillonnée à 10 000 Hz. Le coefficient de frottement est clairement plus petit pour les charges de 600 N et 800 N, indiquant la dépendance attendue de la charge. Toutes les charges et répétitions ont montré des schémas de détachement similaires. Pour l’une des sessions de test, l’échantillon était légèrement aligné avec la surface du verre, ce qui a entraîné un détachement de l’autre coin arrière. Cependant, la zone de collage final était toujours au milieu du contact.

Le temps de détachement complet dépend clairement de la charge ; cependant, l’instant exact pour obtenir un glissement global complet est difficile à identifier (que ce soit à partir des données de force ou des données d’image).

Caoutchouc sur verre humide

La figure 3 montre la propagation du détachement sur verre humide (avec des paramètres de test similaires à ceux du verre sec). La séquence d’images DIC montre comment le contact est très brusquement déchiré pour permettre le glissement en quelques millisecondes. La totalité de la zone de contact glisse déjà à 0,016 s, alors que le même échantillon n’a pas commencé à se détacher clairement sur du verre sec (Fig. 2). Le motif de détachement sur le verre humide est très chaotique et même à partir des données d’image brutes (non montrées), l’identification d’un motif de détachement similaire à celui observé dans le cas du verre sec n’est pas possible.

La courbe de force montre une valeur de pointe claire, qui serait traditionnellement le μs. La rampe de force ne montre pas de précurseurs clairs, mais ils sont occasionnellement observés dans le montage de mesure et plus souvent pour la surface humide que pour la surface sèche. Une caractéristique intéressante est observée en comparant les images 1 et 2. L’image 1 montre des taches distribuées de manière aléatoire, ce qui est du bruit dû à l’analyse numérique des données du détecteur d’images numériques (voir le matériel supplémentaire vidéo pour les propriétés du bruit). Dans l’image de 4 ms, où l’on ne peut pas affirmer que le contact à cette échelle de longueur glisserait, la couleur de l’image est plus uniforme et déterministe, indiquant un micro-glissement et un nouveau tassement de l’échantillon sous la charge de cisaillement. Un micro-mouvement similaire est observé pour la friction sèche entre les images 1 et 2. Ce résultat indique que la séquence temporelle d’images à une échelle de longueur n’est pas suffisante pour juger si un contact est localement glissant ou non, car le glissement peut déjà se produire à une échelle de longueur plus courte. Ainsi, l’échelle de longueur et même la rugosité de surface multi-échelle sont essentielles pour définir le mouvement de glissement local. Ce micromouvement induit par le cisaillement pourrait expliquer le renforcement de la vélocité de la friction statique19, qui est un phénomène important mais souvent négligé.

Effet du temps d’arrêt

Le μs est connu pour être sensible au temps d’arrêt avant le mouvement réel20,21,22,23,24, ce qui est très probable à partir de l’augmentation de la surface de contact réelle en fonction du temps de contact. L’effet du temps d’arrêt sur le frottement statique a été étudié dans le testeur de frottement linéaire en chargeant l’échantillon de caoutchouc contre une surface de verre sec ou humide avec une force de 400 N pour différents temps d’arrêt allant de 2 à 600 s. La figure 4 confirme que le temps d’arrêt influence considérablement la force de frottement statique sur le verre sec. Une tendance similaire est observée pour le cas lubrifié (verre humide). En particulier pour le verre mouillé, le μs est presque trois fois plus élevé pour un temps de séjour de 10 min que pour le temps de séjour de 2 s. L’effet du temps d’arrêt sur le verre sec est d’une magnitude de force similaire à celle sur le verre humide, bien qu’il représente clairement un pourcentage plus faible (seulement une augmentation de 50 % de 2 s à 100 min, alors que sur le verre humide, le μs double). Il est intéressant de noter que la friction statique du caoutchouc dépend fortement du temps d’arrêt, même sur une surface glacée25,26. Ainsi, le fort effet du temps d’arrêt est en grande partie dû à la viscoélasticité du matériau en caoutchouc27. Le caoutchouc s’insinue dans la rugosité de la surface, ce qui augmente par conséquent la surface de contact réelle lorsque le temps de séjour augmente28.

Résultats de la simulation FEM

Des simulations par la méthode des éléments finis (FEM) ont été réalisées pour étudier le développement initial de la force de cisaillement due au chargement vertical et au cisaillement. Nous n’avions pas l’intention de simuler le frottement de glissement extrêmement complexe, mais plutôt les phases qui le précèdent. Contrairement aux modèles utilisés dans de nombreuses autres études, le modèle utilisé ici décrit la loi de friction locale de manière très simple (loi d’Amontons) mais les propriétés du matériau en vrac sont modélisées par des fonctions d’énergie de déformation qui sont réalistes pour les matériaux incompressibles. Ce modèle offre un net avantage par rapport aux modèles constitués de masses et de ressorts, où les contacts locaux sont décrits de manière plus complexe mais empirique.

Un échantillon de caoutchouc (60 × 60 mm2) a été pressé contre une surface de verre plate avec une condition limite similaire à celle utilisée dans les expériences (déplacement prescrit de la surface supérieure). La charge verticale a été appliquée à l’échantillon de caoutchouc par petites étapes pour obtenir un développement et une distribution réalistes de la contrainte de cisaillement initiale. Après le chargement, un mouvement longitudinal a été appliqué à la surface supérieure de l’échantillon, également par étapes. Les conditions de chargement et le maillage sont présentés sur la figure 5.

La figure 6 montre le modèle de détachement pour la situation de frottement élevé, par exemple, une paire de matériaux caoutchouc-verre, comme dans la section expérimentale de cet article. La figure montre la pression de contact Cp, la pression de cisaillement τ et la pression de cisaillement normalisée dans les lignes respectives et les étapes du mouvement longitudinal dans les colonnes. La pression de contact est concentrée dans la partie centrale de l’échantillon et les contraintes de cisaillement sont concentrées près des bords de l’échantillon. La contrainte de cisaillement est naturellement nulle au milieu de l’échantillon en raison de la symétrie. La pression de contact au niveau du bord d’attaque augmente sensiblement, ce qui nécessite une contrainte de cisaillement croissante pour provoquer le détachement. En revanche, la pression de contact diminue sensiblement au niveau du bord de fuite de l’échantillon, et, même si le mouvement initial diminue, la contrainte de cisaillement au niveau du bord de fuite (lorsque la direction de la contrainte de cisaillement initiale est opposée à celle du glissement, comme illustré dans la section discussion) pendant les tout premiers instants avant le glissement global, le détachement s’initie à partir des coins arrière de l’échantillon, comme observé dans le développement de la contrainte de cisaillement normalisée. Le détachement local est initié lorsque la contrainte de cisaillement normalisée dépasse le potentiel de friction local (μCp(x,y)). La dilatation de Poisson due au chargement vertical ne provoque pas de glissement local, car τN < μ (tons de couleur rouge manquants (τN) dans le cas de x = 0).

Une distribution de contrainte de cisaillement initiale sensiblement différente est observée pour une surface à faible frottement, comme le montre la figure 7. De plus, la pression de contact est répartie de manière plus uniforme que sur le verre sec. Ce résultat s’explique par un glissement local dû à la charge de l’échantillon : la restriction du glissement sur une surface glissante est plus faible que sur une surface à haute friction. Autrement dit, l’échantillon peut se déformer davantage et plus librement contre la surface à faible frottement et le niveau de contrainte de cisaillement initial est plus faible (que sur une surface à fortμ). Un phénomène similaire est observé pour les pneus roulants, où la longueur de contact est légèrement plus longue sur une surface glacée, ce qui peut être utilisé pour identifier les conditions de friction de la route29. Lorsqu’un échantillon commence à se déplacer, des contraintes de cisaillement supplémentaires sont introduites ; cependant, comme les contraintes maximales sont absentes, le détachement vers le glissement est plus abrupt et chaotique. Il est intéressant de noter que, comme toutes les régions de contact peuvent être utilisées pour empêcher le glissement, le frottement statique est plus élevé que si un pic de contrainte de cisaillement ponctuel déclenchait une onde de détachement dans la phase initiale du développement de la contrainte de cisaillement. Dans ce scénario de simulation, le moment de flexion de l’échantillon est plus faible sur la surface à faible frottement ; ainsi, la pression de contact n’est pas modifiée autant que dans le cas de la surface à fort frottement. Cette situation crée en fait une opportunité de contrôler le rapport μs/μd en changeant la façon dont la force agit sur l’échantillon1 et la friction statique peut être modifiée sans changer les matériaux de contact.

Les figures précédentes indiquent qu’en plus de la pression de cisaillement, le coefficient de frottement affecte également la distribution de la pression de contact. En gros, sur une surface glissante, le caoutchouc en vrac peut se dilater latéralement de manière plus importante car le frottement ne limite pas ce mouvement. Pour un matériau incompressible, la friction a également une forte influence sur la rigidité verticale de l’échantillon, c’est-à-dire que la rigidité de l’échantillon en compression n’est pas une propriété purement matérielle. Cette situation est illustrée à la figure 8, où un échantillon de caoutchouc est pressé contre la surface, avec μ variant de 0 à 2. La couleur indique la force verticale agissant sur l’échantillon. Pour μ supérieur à 0,5, le rapport ΔFz/Δz est constant car l’échantillon est entièrement collé à la surface et une augmentation de μ ne modifie pas réellement les conditions de contact. Cependant, pour des valeurs glissantes de μ (inférieures à 0,5), une forte dépendance de μ à la rigidité de l’échantillon apparaît, par exemple, l’échantillon est plus mou sur une surface à faible μ. Ainsi, le coefficient de Poisson du matériau affecte la rigidité du matériau en vrac en termes de friction également. Par conséquent, les essais de traction des matériaux tendent à mieux refléter les propriétés du matériau en vrac, tandis que les essais de compression sont plus dépendants de la configuration de mesure. Naturellement, en termes de mécanique de contact et de frottement, les propriétés du matériau en compression sont importantes.

.