Name: Aimant a aidé fabrication Composite : Une Flexible nouvelle Technique pour réaliser la Consolidation haute pression sous vide sac/était en place processus (Vidéo) | JoVE Journal
Uploaded: 2018-05-17T13:00:00.000+00:00
Duration: 9 min 41 s
Description: Découvrez la technique MACM pour améliorer la fabrication de composites stratifiés par infusion sous vide. Cette méthode simple et économique utilise des aimants néodyme pour appliquer une pression de consolidation élevée et obtenir des pièces complexes de haute performance.

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Les auteurs remercient l’atelier d’usinage AME à l’Université de l’Oklahoma pour aider à réaliser le moule et la mise en place de fabrication et les membres de la Composite Manufacturing Research Laboratory, Drs Yousef K. Hamidi, M. Akif Yaro et Jacob Anderson pour utile discussions.

ATTENTION : Veuillez consulter toutes les fiches signalétiques (FS) avant utilisation. Utiliser les équipements de protection individuelle (lunettes, gants, blouse, pantalons longs et chaussures fermées).
1. les matériaux
<ol><li>Couper 6 plis de 20,3 cm x 15,2 cm, à armure toile de verre avec un cutter rotatif de tissu. NOTE : Le tissu à armure toile peut être remplacé par d’autres types de tissu, y compris les tapis non tissé, au hasard. Fibres de carbone peut également être utilisés dans cette méthode.</li>
	<li>Préparer le système de résine de première pesée de la résine époxy, INF (40 g), sur une balance tarée et en ajoutant ensuite le durcisseur, INF (10,96 g), selon un rapport de poids de 100 à 27,4. Remuez le mélange résine/durcisseur (à 37 rad s-1) jusqu'à dispersion entièrement est atteinte (pendant 5 min). NOTE : (1) le type de résine peut être remplacé par n’importe quel type de résine adapté aux processus de sac de l’aspirateur humide lay-up. (2) la sélection du ratio résine / à-durcisseur époxy dépend de la combinaison de la résine et le durcisseur. (3) la sélection du poids du mélange résine/durcisseur dépend de la fraction volumique de fibre désirée de la pièce finie et la quantité prévue de déchets tels que la quantité de résine saignement dehors, restant de résine au pinceau, etc.. Considérant le poids des 6-plis de tissu à environ 34 g, la résine ratio fibre 60 voix contre 40, en poids, a été choisi.</li>
	<li>Une solution contenant de la résine (environ 15 min) dans le piège de résine pour enlever tout l’air emprisonné formée lors du mixage de la résine époxy et durcisseur.</li>
</ol>2. composite à l’aide de la pression magnétique dans un procédé de mise sous vide de superposition humide de fabrication
Remarque : La Figure 1 montre un schéma simplifié de l’établissement du drapage composite et en appliquant une pression magnétique, ce qui est décrit dans les sections 2.1-2.15.
<ol><li>Préparer tout le matériel nécessaire pour l’expérience :<ol>
<li>Placez les vingt-cinq N52 néodyme-fer-bore (NdFeB) aimants (épaisseur de 2,54 cm longueur, largeur 2,54 cm et 1,27 cm), magnétisés par le biais de leur épaisseur, sur un plateau supérieur en acier de 4,76 mm d’épaisseur. Organiser les aimants en 5 × 5 configuration carrée en polarités alternées. Au cours de la disposition et le placement des aimants permanents, il faut qu’il y a un risque de blessure.</li>
		<li>Placer un 0,3 mm d’épaisseur en aluminium plaque de caul (20,3 x 15,2 cm2) revêtues avec agent de démoulage PTFE exactement au milieu d’une pellicule perforée (26,7 x 21,6 cm2).</li>
		<li>Utilisez 12,7 mm polyester large bande à bande du périmètre de la crépine sur plaque à la pellicule.</li>
	</ol>
</li>
	<li>Place une bande large collante de 12,7 mm sur la périphérie d’une zone de2 43,2 x 27,9 cm sur la surface d’un 6.35 mm d’épaisseur, 61,0 x 61,0 cm2, plaque de fond en acier outil.</li>
	<li>Avant la pose du tissu, appliquer une couche de résine sur la plaquette de l’outil, recouverte d’une couche de pellicule de fibre de verre enduit de PTFE non poreuses (76 µm d’épaisseur). Appliquer juste assez de résine pour saturer le premier pli du tissu.</li>
	<li>Placez le premier pli du tissu, puis, avec un rouleau et faire sortir l’excès de résine.</li>
	<li>Entièrement saturer le lit de la fibre en versant une petite quantité de résine supplémentaire sur le dessus du tissu et ensuite se répandre uniformément sur toute la surface avec raclettes.</li>
	<li>Répétez les étapes 2.4 et 2.5 pour tous les plis (6plis dans ce cas). S’assurer que tous les plis sont entièrement imprégnées de résine et qu’environ la même quantité de résine (~8.5 g) est utilisée pour chaque pli.</li>
	<li>Placer la plaque de caul, attachée à la pellicule perforée, sur le dessus de la préforme de fibre, suivie d’une couche de ruban de 0,5 pouce de large polyester autour du périmètre de la pellicule.</li>
	<li>Deux morceaux de tissu de feutre de drainage/purge sur la préforme de fibre et placer le morceau de fond de la soupape de dépression de serrure de torsion sur le dessus de la toile de reniflard. S’assurer que la valve se trouve assez loin de la préforme saturée pour protéger le robinet du contact avec l’excès de résine.</li>
	<li>Retirez la pellicule protectrice de la bande collante et placez le sac de l’aspirateur sur la plaque de l’outil tout en pressant fermement contre la bande à sceller.</li>
	<li>Branchez un côté du tuyau d’aspiration à la partie supérieure de la soupape de dépression et de l’autre côté pour le régulateur de pression, relié à la pompe à vide.</li>
	<li>Mettre une petite fente dans le sac où est la pièce inférieure de la vanne, insérez la partie supérieure de la soupape de dépression dans le trou et puis tourner doucement il fermer afin que le sac dessous ne pas plisser.</li>
	<li>Démarrer la pompe à vide jusqu'à ce qu’une dépression constante de 93 kPa (13,5 lb/po2) pour supprimer toute volatils générés au cours de la cure et l’excès de résine. S’assurer que le système d’aspiration est libre de fuite.</li>
	<li>Fixez les quatre bords de la plaque d’outil de fond à une base de soutien. La plaque d’outil de fond doit être fixée contre le mouvement avant le placement des aimants parce que la force d’attraction magnétique peut se déplacer et déplacer la plaque vers le haut.</li>
	<li>Permettre le stratifié à polymériser pendant 45 min à température ambiante, puis placer l’ensemble des aimants (préparé dans la section 2.1.1) sur le sac de l’aspirateur, puis en augmentant la température de la plaque de l’outil à 60 ° C à une vitesse de montée d’environ 5 ° C/min. Remarque : (1) le cycle de guérison dépend de la résine sélectionnée. (2) feuilles de chaleur pour le caoutchouc de silicone sont placées sous la plaque de l’outil pour le chauffage.</li>
	<li>Après durcissement pendant 8 h à 60 ° C, retirez le sac de l’aspirateur et demold le stratifié. NOTE : Afin d’évaluer l’amélioration de la qualité des produits laminés en raison de l’application d’une pression magnétique, nous avons fabriqué une série de produits laminés en utilisant un procédé de mise sous vide de classiques superposition humide sans appliquer aucune pression externe. La qualité de ces stratifiés a été comparée à celles faites sous pression magnétique. Pour fabriquer les stratifiés à l’aide de lay-up humide classique sac de l’aspirateur, étapes 2.1.2 à 2.15 ont été suivies, sauf pour le placement des aimants. Pour évaluer la répétabilité de chaque processus de fabrication, un deuxième stratifié a été fabriqué dans des conditions identiques.</li>
</ol>3. mesure de la pression de compactage magnétique
<ol><li>Fixer la plaque supérieure à l’extrémité de la cellule de charge sur un appareil de contrôle mécanique.</li>
	<li>Un lieu N52 néodyme-fer-bore aimanté sur la plaque de fond amovible, placée à une distance suffisante (au moins 25 mm) de haut plateau fixe au début de l’épreuve. Remarque : Pour la mesure de la force magnétique, plaques haut et en bas il faudrait des matériaux magnétiques tels que l’acier.</li>
	<li>Déplacer la plaque de fond vers le haut à une vitesse faible de 1 à 2 mm/min vers la plaque supérieure et enregistrer la force magnétique générée tout en mesurant le déplacement correspondant du transformateur variable différentiel linéaire (LVDT) à une fréquence d’échantillonnage de 6 Hz. Remarque : (1) la vitesse de ce test est essentielle car la force générée par les aimants dépend exponentiellement l’intervalle d’air entre les deux. (2) toutes les mesures magnétiques sont effectuées à température ambiante.</li>
	<li>Continuer à surveiller la force de compactage magnétique jusqu'à ce que la surface supérieure de l’aimant touche la plaque supérieure.</li>
	<li>Calculer la pression de compactage magnétique en divisant la force magnétique de la section transversale de l’aimant.</li>
</ol>4. résine décalaminer et analyse thermogravimétrique (ATG)
<ol><li>Décalaminer résine<ol>
<li>Couper trois spécimens de chaque laminé pour un résine décalaminer test selon la norme ASTM D2584-11 fiche41.</li>
		<li>Placer chaque échantillon dans un creuset de porcelaine distinct et noter le poids des feuilles ainsi que les creusets.</li>
		<li>Placer les creusets contenant les échantillons dans un four, allumer le four, augmenter la température du four à 600 ° C et laisser l’échangeur décalaminer pendant environ 4 h.</li>
		<li>Éteindre le four, soigneusement ouvrir la porte du four et laisser refroidir à température ambiante avant d’enlever les creusets.</li>
		<li>Après refroidissement, retirez les creusets de la fournaise et peser les fibres de verre récupérés. Remarque : Les fibres peuvent perdre du poids pendant le brûlage résine. Le montant de la perte de poids des fibres lorsqu’ils sont exposés à des températures élevées peut être déterminé par l’analyse thermogravimétrique (ATG).</li>
	</ol>
</li>
	<li>Analyse thermogravimétrique (ATG)<ol>
<li>Mesurer la perte de poids de la fibre en fonction de la température dans l’air à la pression atmosphérique à l’aide de TGA. Placer environ 30 mg de la fibre dans une casserole de platine et le charger dans l’appareil TGA.</li>
		<li>La température de 25 ° C à 600 ° C à une vitesse de 15 ° C/min de rampe, maintenez la température pendant 4 h et calculer le pourcentage de réduction du poids. Le pourcentage de perte de poids des fibres sont comptabilisés au cours de la fraction volumique de fibre et des calculs de fraction de volume vide. Remarque : Selon les résultats de test TGA à 600 ° C, la perte de poids pour l’armure et mat aléatoire préformes utilisées dans cette étude sont 0,2 % et 5,46 %, respectivement.</li>
	</ol>
</li>
</ol>5. vide et calcul de Fraction de Volume Fiber
<ol><li>Déterminer la masse volumique de l’échantillon composite, matrice et fibre :<ol>
<li>Utilisez la méthode de suspension42 pour déterminer la densité de l’échantillon composite en vrac. Remarque : Pour cette méthode, un liquide transparent et lourd avec une densité de 2,49 g/cm3 est utilisé pour que l’échantillon composite flotte initialement lorsqu’immergé dans le liquide lourd.<ol>
<li>Réduire la densité du liquide lourd en ajoutant 3 mL d’eau et mélanger la solution de l’agitateur magnétique à 105 rad s-1 pendant 5 min. Répétez cette étape jusqu'à ce que l’échantillon composite commence à suspendre lentement dans le mélange liquide/eau lourde.</li>
			<li>Une fois que la densité de la solution a été ajustée afin que l’échantillon reste suspendue dans le mélange liquide et d’eau lourd, mesurer la densité de la solution à l’aide d’une tasse de gravité spécifique.</li>
		</ol>
</li>
		<li>Préparer la résine vide sans les échantillons à l’aide de la même cure cycle donné aux étapes 2.14 et 2.15 et ensuite déterminer la densité des échantillons de résine polymérisée en utilisant la même procédure que 5.1.1.1 et 5.1.1.2. Remarque : La densité des guéri INF et EPON spécimens sont 1,152 ± 0,003 g/cm3 et 1.171 ± 0,003 g/cm3, respectivement.</li>
		<li>Utilisez un azote pycnomètre43 avec une tasse de 10 cm3 pour obtenir la densité des fibres. Remarque : La densité de l’armure toile et tissus matelas aléatoires sont 2.600 ± 0,003 g/cm3 et 2,470 ± 0,004 g/cm3, respectivement.</li>
	</ol>
</li>
	<li>Calculer la fraction de poids de la fibre et la résine selon ASTM D2584-1141.</li>
	<li>Calculer la fraction de volume vide et fibre suivant ASTM D3171-15 procédures44 <img alt="Equation 1" src="/files/ftp_upload/57254/57254eq1.jpg">(1) <img alt="Equation 2" src="/files/ftp_upload/57254/57254eq2.jpg">(2) <img alt="Equation 3" src="/files/ftp_upload/57254/57254eq3.jpg">(3) où <img alt="Equation 4" src="/files/ftp_upload/57254/57254eq4.jpg"> est la fraction de volume de résine, <img alt="Equation 5" src="/files/ftp_upload/57254/57254eq5.jpg"> est la fraction volumique de fibre, <img alt="Equation 6" src="/files/ftp_upload/57254/57254eq6.jpg"> est la fraction de volume vide, <img alt="Equation 7" src="/files/ftp_upload/57254/57254eq7.jpg"> est la masse volumique du composite, <img alt="Equation 8" src="/files/ftp_upload/57254/57254eq8.jpg"> est la masse volumique de la résine, <img alt="Equation 9" src="/files/ftp_upload/57254/57254eq9.jpg"> est la densité des fibres, <img alt="Equation 10" src="/files/ftp_upload/57254/57254eq10.jpg"> est le poids de l’échantillon et <img alt="Equation 11" src="/files/ftp_upload/57254/57254eq11.jpg"> est le poids de la fibre. Remarque : L’incertitude quant au contenu du volume vide est évaluée à ±0.21 %45. Ce niveau de précision est suffisant pour les stratifiés composites, même lorsque le stratifié a une teneur faible-vide de moins de 1 %.</li>
</ol>6. analyse d’imagerie microscopie électronique (SEM)
<ol><li>Couper deux 25,4 mm × 6,4 mm spécimens chaque stratifié et les intégrer dans un acrylique de rapid-cure pour l’imagerie de la SEM. Remarque : Les spécimens sont intégrées telles que la surface de côté (l’épaisseur surface) du stratifié sur toute la longueur d’échantillon de 25,4 mm est exposée pour l’imagerie.</li>
	<li>Utiliser une machine de polissage pour polir la surface des échantillons composites embarqués avec des tailles de grain allant de 30 à 0,04 µm.</li>
	<li>Par pulvérisation cathodique manteau environ 5 nm du or/palladium sur l’échantillon préparé pour fournir une couche conductrice.</li>
	<li>Monter l’échantillon sur un porte-échantillon et le mettre dans la chambre du SEM.</li>
	<li>Définir la SEM d’imagerie des paramètres tels que la tension d’accélération à 20 kV et la distance de travail à 25,5 mm.</li>
	<li>Saisir des images multiples de la lamination à 35 X ou un grossissement supérieur à divers endroits. Remarque : Le grossissement sélectionné permet l’évaluation des vides sur une grande surface transversale ainsi qu’une comparaison visuelle de l’épaisseur du stratifié. Des mesures précises de l’épaisseur du stratifié est possible à l’aide de ces images.</li>
</ol>7. caractérisation des propriétés en flexion
<ol><li>Couper un ensemble de sept spécimens de largeur de 12,7 mm de chaque composite laminé pour essais de flexion flexion trois points selon ASTM D790-1546 à l’aide d’une scie à diamant-grit.</li>
	<li>Mesurer la largeur et l’épaisseur de chaque spécimen avec un pied à coulisse.</li>
	<li>Utilisez un intervalle de rapport de l’épaisseur de 24:1 et réglez la durée de prise en charge d’essai flexion trois points. Placez l’échantillon sur l’appareil de test en flexion flexion trois points monté sur l’appareil de test mécanique.</li>
	<li>Effectuer l’essai de flexion à la vitesse curseur de 2 mm/min et enregistrer le comportement de contrainte-déformation de l’échantillon.</li>
	<li>Répétez les étapes ci-dessus pour tous les échantillons confirmer et garantir la répétabilité des résultats.</li>
	<li>Une fois l’expérience terminée, calculer la résistance à la flexion et le module de flexion des spécimens39,40.</li>
</ol>

<ol><li>Amel, H., et al. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S2212827117307023">Introducing a novel manufacturing process for automotive structural/semi structural composite components.</a> Procedia CIRP. 66, 143-146 (2017).</li>
<li>Beardmore, P., Johnson, C. F. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/0266353886900023">The potential for composites in structural automotive applications.</a> Compos Sci Technol. 26 (4), 251-281 (1986).</li>
<li>Irving, P. E., Soutis, C. <a target="_blank" href="http://scholar.google.com/scholar?hl=en&safe=off&q=author%3aIrving%2C+PE+%22Polymer+composites+in+the+aerospace+industry%22">Polymer composites in the aerospace industry</a>. , Sawston, U.K. (2015).</li>
<li>Li, Y., Li, N., Gao, J. <a target="_blank" href="https://link.springer.com/article/10.1007/s00170-013-5268-3">Tooling design and microwave curing technologies for the manufacturing of fiber-reinforced polymer composites in aerospace applications.</a> Int J Adv Manuf Technol. 70 (1-4), 591-606 (2014).</li>
<li>Mouritz, A. P., Gellert, E., Burchill, P., Challis, K. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S0263822300001756">Review of advanced composite structures for naval ships and submarines.</a> Compos Struct. 53 (1), 21-42 (2001).</li>
<li>Davies, P., Petton, D. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S1359835X98001560">An experimental study of scale effects in marine composites.</a> Compos Part A: App Sci Manuf. 30 (3), 267-275 (1999).</li>
<li>Pendhari, S. S., Kant, T., Desai, Y. M. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S026382230700181X">Application of polymer composites in civil construction: A general review.</a> Compos Struct. 84 (2), 114-124 (2008).</li>
<li>Bakis, C. E., et al. <a target="_blank" href="https://ascelibrary.org/doi/abs/10.1061/%28ASCE%291090-0268%282002%296%3A2%2873%29">Fiber-reinforced polymer composites for construction-State-of-the-art review.</a> J Compos Construct. 6 (2), 73-87 (2002).</li>
<li>Thomas, M. M., Joseph, B., Kardos, J. L. <a target="_blank" href="http://onlinelibrary.wiley.com/doi/10.1002/pc.10282/abstract">Experimental characterization of autoclave-cured glass-epoxy composite laminates: Cure cycle effects upon thickness, void content, and related phenomena.</a> Polym Compos. 18 (3), 283-299 (1997).</li>
<li>Michaud, V., Mortensen, A. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S1359835X0100015X">Infiltration processing of fibre reinforced composites: Governing phenomena.</a> Compos Part A: App Sci Manuf. 32 (8), 981-996 (2001).</li>
<li>Wood, J. R., Bader, M. G. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/0956714394900248">Void control for polymer-matrix composites (2): Experimental evaluation of a diffusion model for the growth and collapse of gas bubbles.</a> Compos Manuf. 5 (2), 149-158 (1994).</li>
<li>Abraham, D., Matthews, S., McIlhagger, R. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S1359835X98000554">A comparison of physical properties of glass fibre epoxy composites produced by wet lay-up with autoclave consolidation and resin transfer moulding.</a> Compos Part A: App Sci Manuf. 29 (7), 795-801 (1998).</li>
<li>Liu, L., Zhang, B. M., Wang, D. F., Wu, Z. J. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S0263822305000437">Effects of cure cycles on void content and mechanical properties of composite laminates.</a> Compos Struct. 73 (3), 303-309 (2006).</li>
<li>Park, S. Y., Choi, W. J., Choi, H. S. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S0263822309002256">The effects of void contents on the long-term hygrothermal behaviors of glass/epoxy and GLARE laminates.</a> Compos Struct. 92 (1), 18-24 (2010).</li>
<li>Hamidi, Y. K., Aktas, L., Altan, M. C. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S0266353805000254">Three-dimensional features of void morphology in resin transfer molded composites.</a> Compos Part A: App Sci Manuf. 65 (7), 1306-1320 (2005).</li>
<li>Pucci, M. F., Liotier, P. -J., Drapier, S. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S1359835X1500192X">Capillary wicking in a fibrous reinforcement-orthotropic issues to determine the capillary pressure components.</a> Compos Part A: App Sci Manuf. 77, 133-141 (2015).</li>
<li>Pucci, M. F., et al. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S1359835X17300945">Wetting and swelling property modifications of elementary flax fibres and their effects on the Liquid Composite Molding process.</a> Compos Part A: App Sci Manuf. 97, 31-40 (2017).</li>
<li>Jeong, H. <a target="_blank" href="http://journals.sagepub.com/doi/abs/10.1177/002199839703100303">Effects of voids on the mechanical strength and ultrasonic attenuation of laminated composites.</a> J Compos Mater. 31 (3), 276-292 (1997).</li>
<li>Almeida, S. F. M., Neto, Z. dS. N. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/0263822394900442">Effect of void content on the strength of composite laminates.</a> Compos Struct. 28 (2), 139-148 (1994).</li>
<li>Varna, J., Joffe, R., Berglund, L. A., Lundström, T. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/0266353895000240">Effect of voids on failure mechanisms in RTM laminates.</a> Compos Sci Technol. 53 (2), 241-249 (1995).</li>
<li>Hagstrand, P. O., Bonjour, F., Månson, J. A. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S1359835X04000740">The influence of void content on the structural flexural performance of unidirectional glass fibre reinforced polypropylene composites.</a> Compos Part A: App Sci Manuf. 36 (5), 705-714 (2005).</li>
<li>Mouritz, A. <a target="_blank" href="http://journals.sagepub.com/doi/abs/10.1177/002199830003400303">Ultrasonic and interlaminar properties of highly porous composites.</a> J Compos Mater. 34 (3), 218-239 (2000).</li>
<li>Maragoni, L., Carraro, P., Peron, M., Quaresimin, M. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S0142112316303164">Fatigue behaviour of glass/epoxy laminates in the presence of voids.</a> Int J Fatigue. 95, 18-28 (2017).</li>
<li>Chambers, A., Earl, J., Squires, C., Suhot, M. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S014211230600065X">The effect of voids on the flexural fatigue performance of unidirectional carbon fibre composites developed for wind turbine applications.</a> Int J Fatigue. 28 (10), 1389-1398 (2006).</li>
<li>Judd, N. C., Wright, W. <a target="_blank" href="https://scholar.google.com/scholar?cluster=18026662403035458320&hl=en&oi=scholarr">Voids and their effects on the mechanical properties of composites- an appraisal.</a> SAMPE J. 14, 10-14 (1978).</li>
<li>Ghiorse, S. <a target="_blank" href="http://adsabs.harvard.edu/abs/1993SAMPQ..24...54G">Effect of void content on the mechanical properties of carbon/epoxy laminates.</a> SAMPE Quart. 24 (2), 54-59 (1993).</li>
<li>Lambert, J., Chambers, A., Sinclair, I., Spearing, S. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S0266353811004155">3D damage characterisation and the role of voids in the fatigue of wind turbine blade materials.</a> Compos Sci Technol. 72 (2), 337-343 (2012).</li>
<li>Mesogitis, T., Skordos, A., Long, A. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S1359835X13003035">Uncertainty in the manufacturing of fibrous thermosetting composites: a review.</a> Compos Part A: App Sci Manuf. 57, 67-75 (2014).</li>
<li>Aktas, L., Hamidi, Y., Altan, M. C. <a target="_blank" href="http://proceedings.asmedigitalcollection.asme.org/proceeding.aspx?articleid=1582363">Effect of moisture on the mechanical properties of resin transfer molded composites-part I: absorption.</a> J Mater Process Manuf Sci. 10 (4), 239-254 (2002).</li>
<li>Selzer, R., Friedrich, K. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S1359835X96001546">Mechanical properties and failure behaviour of carbon fibre-reinforced polymer composites under the influence of moisture.</a> Compos Part A: App Sci Manuf. 28 (6), 595-604 (1997).</li>
<li>Costa, M. L., Rezende, M. C., Almeida, S. F. M. <a target="_blank" href="http://www.tandfonline.com/doi/abs/10.1080/03602550600609549">Effect of void content on the moisture absorption in polymeric composites.</a> Polym Plast Technol Eng. 45 (6), 691-698 (2006).</li>
<li>Muric-Nesic, J., Compston, P., Stachurski, Z. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S1359835X10003271">On the void reduction mechanisms in vibration assisted consolidation of fibre reinforced polymer composites.</a> Compos Part A: App Sci Manuf. 42 (3), 320-327 (2011).</li>
<li>Walczyk, D., Kuppers, J. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S1359835X11004131">Thermal press curing of advanced thermoset composite laminate parts.</a> Compos Part A: App Sci Manuf. 43 (4), 635-646 (2012).</li>
<li>Khan, L. A., Mahmood, A. H., Ahmed, S., Day, R. J. <a target="_blank" href="http://onlinelibrary.wiley.com/doi/10.1002/pc.22500/full">Effect of double vacuum bagging (DVB) in quickstep processing on the properties of 977-2A carbon/epoxy composites.</a> Polym Compos. 34 (6), 942-952 (2013).</li>
<li>Kwak, M., Robinson, P., Bismarck, A., Wise, R. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S1359835X15001311">Microwave curing of carbon-epoxy composites: penetration depth and material characterisation.</a> Compos Part A: App Sci Manuf. 75, 18-27 (2015).</li>
<li>Agius, S., Magniez, K., Fox, B. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S1359836812007627">Cure behaviour and void development within rapidly cured out-of-autoclave composites.</a> Compos Part B: Eng. 47, 230-237 (2013).</li>
<li>Davies, L., et al. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S0266353806004015">Effect of cure cycle heat transfer rates on the physical and mechanical properties of an epoxy matrix composite.</a> Compos Sci Technol. 67 (9), 1892-1899 (2007).</li>
<li>Pishvar, M., Amirkhosravi, M., Altan, M. C. <a target="_blank" href="http://proceedings.asmedigitalcollection.asme.org/proceeding.aspx?articleid=2669649">Applying magnetic consolidation pressure during cure to improve laminate quality: a comparative analysis of wet lay-up and vacuum assisted resin transfer molding processes.</a> ASME Int Mech Eng Cong Expos Proc. , IMECE2017-72019 (2017).</li>
<li>Amirkhosravi, M., Pishvar, M., Altan, M. C. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S1359835X17301355">Improving laminate quality in wet lay-up/vacuum bag processes by magnet assisted composite manufacturing (MACM).</a> Compos Part A: App Sci Manuf. 98, 227-237 (2017).</li>
<li>Pishvar, M., Amirkhosravi, M., Altan, M. C. <a target="_blank" href="http://onlinelibrary.wiley.com/doi/10.1002/pc.24621/abstract">Magnet assisted composite manufacturing: A novel fabrication technique for high-quality composite laminates.</a> Polym Compos. , (2017).</li>
<li><a target="_blank" href="https://www.astm.org/Standards/D2584.htm">ASTM D2584-11 Standard test method for ignition loss of cured reinforced resins</a>. , ASTM International. West Conshohocken, PA. (2011).</li>
<li>Anderson, J. P., Altan, M. C. <a target="_blank" href="http://materialstechnology.asmedigitalcollection.asme.org/article.aspx?articleid=1476990">Properties of composite cylinders fabricated by bladder assisted composite manufacturing.</a> J Eng Mater Technol. 134 (4), 044501(2012).</li>
<li>Webb, P. A. <a target="_blank" href="http://www.anime.micrx.com/Repository/Files/Volume_and_Density_determinations_for_Particle_Technologists.pdf">Volume and density determinations for particle technologists.</a> Micromeritics Instru. Corp. 01, (2001).</li>
<li><a target="_blank" href="https://www.astm.org/Standards/D3171.htm">ASTM D3171-15 Standard test methods for constituent content of composite materials</a>. , ASTM International. West Conshohocken, PA. (2015).</li>
<li>Anderson, J. <a target="_blank" href="https://shareok.org/handle/11244/6072">Manufacturing and microstructural modeling of geometrically complex composite components produced by bladder assisted composite manufacturing (BACM)</a>. , Norman, OK. PhD dissertation (2013).</li>
<li><a target="_blank" href="https://www.astm.org/DATABASE.CART/HISTORICAL/D790-15.htm">ASTM D790-15, Standard test methods for flexural properties of unreinforced and reinforced plastics and electrical insulating materials</a>. , ASTM International. West Conshohocken, PA. (2015).</li>
<li>Yalcinkaya, M. A., Sozer, E. M., Altan, M. C. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S1359835X17303184">Fabrication of high quality composite laminates by pressurized and heated-VARTM.</a> Compos Part A: App Sci Manuf. 102, 336-346 (2017).</li>
<li>Chang, T., Zhan, L., Tan, W., Li, S. <a target="_blank" href="https://link.springer.com/article/10.1007/s12221-017-7384-4">Effect of autoclave pressure on interfacial properties at micro-and macro-level in polymer-matrix composite laminates.</a> Fiber Polym. 18 (8), 1614-1622 (2017).</li>
<li>Stringer, L. G. <a target="_blank" href="https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/0010436189902139">Optimization of the wet lay-up/vacuum bag process for the fabrication of carbon fibre epoxy composites with high fibre fraction and low void content.</a> Composites. 20 (5), 441-452 (1989).</li>
</ol>

Les auteurs n’ont pas toute divulgations.

L’application d’une pression forte consolidation durant la cure d’un stratifié composite est particulièrement importante pour la fabrication d’une pièce en composite haute qualité47. Si la pression extérieure n’est pas appliquée et le stratifié est guéri seulement sous vide, la partie finale contiendra généralement haute teneur en vides, éventuellement excède 5 % en volume et indésirables résine régions riches48. Haute teneur en vides, fraction volumique faible fibre et résine zones riches sont des facteurs influant négativement sur les propriétés mécaniques des composites stratifiés. Dans cet ouvrage, un protocole expérimental pour élever la pression de consolidation élevé pendant le durcissement d’un stratifié dans le procédé de mise sous vide de superposition humide est décrit29. Dans cette technique, tout d’abord, le drapage composite est préparée sur une plaque d’outil de fond magnétique selon le procédé de mise sous vide de classiques superposition humide. Ensuite, un ensemble d’aimants permanents, attaché à une plaque d’acier top magnétique, est placé sur le sac de l’aspirateur. Dans cette étude, les aimants sont appliquées tout en augmentant la température du procédé de superposition à 60 ° C, où la viscosité de la résine diminue de manière significative. Exerçant une pression à un moment différent, tel que le point de gélification, peuvent rendement stratifiés avec des propriétés différentes de40,13,49. Le niveau de pression magnétique appliquée dépend de l’écart entre les aimants et la plaque de fond magnétique. Ainsi, nous présentons une procédure pour mesurer la pression magnétique générée par un aimant en fonction de l’écart (c.-à-d., épaisseur de superposition).
Pour déterminer l’efficacité du MACM, mouiller lay-up sac sous vide stratifiés avec différents ingrédients sont fabriqués à l’aide de six scénarios avec et sans pression de compactage magnétique. Ensuite, nous démontrons la procédure détaillée pour la caractérisation des fractions de volume vide et fibre, microstructure et propriétés en flexion des composites stratifiés. Pour évaluer les titres volumiques des composants composites, la résine-burn off et méthodes de suspension sont utilisés42. Les résultats présentés montrent qu’en utilisant la pression de compactage magnétiques significativement augmente la fraction volumique de fibre et diminue la teneur en vides des pièces. En outre, pour analyse microstructurale de composite, scanning electron microscope imaging est utilisé et donne un aperçu de l’emplacement et les caractéristiques géométriques des vides15. Par exemple, la Figure 3 montre que l’utilisation de pression magnétique au cours de la cure est également bénéfique dans la réduction de la taille et le nombre d’espaces vides et donc diminue la probabilité de défaillance prématurée20,24. Par conséquent, ces facteurs améliorent considérablement les propriétés en flexion des stratifiés. Toutefois, l’efficacité du MACM diffère selon le type des constituants composites (fibre et résine).
Bien que la fabrication de stratifiés avec cette méthode est simple, il faut au cours d’arrangement et de placement des aimants permanents qu’ils génèrent une pression très élevée (c'est-à-dire, une pression maximale de 0,64 MPa). La limitation de cette méthode est que la plaque d’outil de fond doit être magnétique, tels que l’acier inoxydable série 400, et il doit être fixé contre le mouvement avant le placement des aimants, parce que la force d’attraction magnétique peut se déplacer et déplacer la plaque vers le haut. En outre, la pression appliquée par des aimants dépend de l’épaisseur du stratifié. Par exemple, NdFeB, N52-2,54 × 2,54 x 1,27 cm3 aimants permanents ne sont pas en mesure de générer une pression de consolidation élevés (> 0,1 MPa) lorsque l’épaisseur de drapage composite dépasse 6,5 mm. Dans ce cas, aimants plus puissants doivent être utilisés pour atteindre des niveaux élevés de consolidation.
La méthode présentée est facile à utiliser et a l’avantage sur les autoclaves en ce qu’il ne nécessite pas d’outillage et matériel coûteux. Bien que non élucidés ici, cette méthode est applicable non seulement à sac de l’aspirateur humide lay-up mais aussi à d’autres processus de fabrication des composites, tels que hors-de-autoclave de polymérisation de pré-imprégnés et de transfert de résine (résine) de moulage. En outre, gros composants composites peuvent être fabriquées avec une relative facilité en faisant glisser les aimants le long du sac de l’aspirateur si un lubrifiant approprié est utilisé entre les aimants et le sac de l’aspirateur. En outre, à notre connaissance, c’est la seule méthode qui permet l’application d’une pression locale ainsi que non uniforme sur le drapage composite. Une orientation future de cette méthode consiste à fabriquer des pièces composites géométriquement complexes, mais au lieu de placer les aimants sur une plaque plane, ils peuvent être placés sur un moule apparié, supérieur.

Composites polymères renforcés de fibres ont été largement utilisés dans l’automobile1,2, aérospatiale3,4, marine5,6et construction7,8 industries en raison de leurs propriétés uniques, telles que la résistance spécifique élevée et module, comportement en fatigue favorable et résistance à la corrosion. Actuellement, stratifiés composites de haute qualité sont principalement fabriquées en utilisant des couches de tissu pré-imprégné (prepreg) durcis en autoclave sous haute température et pression de consolidation haut de 0,27-0,69 MPa (40-100 lb/po2)9. Un peu plus faible qualité composite sont fabriqués par le procédé de superposition humide, où une pression plus élevée de consolidation n’est pas appliquée. Ce processus est beaucoup de travail, ne nécessite pas de matériel coûteux et est effectué en plaçant un pli de tissu sec sur un moule et ensuite application de résine. Dans la plupart des applications, un rouleau à main est utilisé pour forcer la résine dans le renforcement de la fibre et de faire sortir l’excès de résine. Cette séquence est répétée jusqu'à l’épaisseur désirée est obtenue. La qualité des stratifiés produites par la superposition humide peut être grandement améliorée en appliquant une combinaison du vide (appelée le procédé de mise sous vide de superposition humide) et une pression de consolidation supplémentaires en autoclave pendant le durcissement. Application d’une pression forte consolidation pendant le durcissement facilite l’écoulement de résine, conduisant à une augmentation de la fraction volumique de fibre et une suppression des vides10,11 , qui se traduit par une amélioration des propriétés mécaniques. Abraham et al. 12 a montré que stratifiés composites de haute qualité à armure toile E-glass avec une fraction volumique de fibre haute d’environ 64 % et la fraction de faible volume mort de 1,6 % peuvent être fabriqués à l’aide du sac de l’aspirateur humide lay-up lorsqu’une pression de consolidation de 1,2 MPa est appliqué en autoclave.
Vides sont l’un des défauts plus communs qui sont forment au cours de la fabrication des stratifiés composites. Vides allant de quelques microns à plusieurs cent microns sont formés principalement en raison de l’air emprisonné lors du procédé de superposition, dissous l’humidité contenue dans la résine et expulsée des substances volatiles durant la cure13,14,15. En outre, la dynamique de l’imprégnation des renforts fibreux se trouvent à avoir un effet significatif sur la provocation policière Sub16,17. Il est largement admis que la présence de vides dans un stratifié composite peut conduire à une réduction substantielle de la résistance13,18,19, le module20,21, la fracture ténacité22et fatigue vie23,24 des stratifiés. Par exemple, Judd et Wright25 a constaté que chaque augmentation de 1 % de teneur en vides (jusqu'à 4 %), entraîne une baisse de 7 % environ dans les propriétés de cisaillement de faisceau court. En outre, Ghiorse26 a constaté que, dans les composites carbone/époxy, pour chaque augmentation de 1 % de teneur en vides, une réduction de 10 % de résistance à la flexion et de cisaillement interlaminaire et une réduction de 5 % dans le module de flexion peuvent être vu. En outre, les vides ont des effets néfastes sur la fissure et de propagation, mais aussi l’humidité d’absorption27,28. Il est bien connu que le taux d’absorption de l’humidité pour les stratifiés avec des teneurs plus élevées en Sub est supérieur, et l’humidité absorbée peut provoquer la détérioration de l’interface fibre-matrice et de propriétés mécaniques à long terme inférieur29, 30,31,32. Ainsi, pour assurer l’uniformité des propriétés mécaniques et d’atteindre la meilleure qualité de produits composites, la teneur en vides doit être minimisée.
Bien qu’un stratifié composite dans un autoclave de polymérisation produit des pièces fiables et de haute qualité, le coût du produit serait élevé en raison des capitaux investis et la consommation d’énergie excessive. En plus de l’autoclave cure, une grande variété de techniques telles que le transfert de résine (résine) de moulage et de Quickstep ont été mis au point et utilisées pour fabriquer des stratifiés composites hors autoclave32,33, 34 , 35 , 36. Toutefois, en raison de l’absence d’une uniforme et à haute pression, les stratifiés produites par ces méthodes souvent ont des propriétés mécaniques inférieures par rapport à celles faites dans les autoclaves37. Récemment, une nouvelle technique appelée composite assistée aimant fabrication (MACM) a été utilisé pour améliorer la qualité des stratifiés composites de sac de l’aspirateur humide lay-up en appliquant une pression de consolidation générée par un ensemble de haute puissance permanente aimants38,39. L’application de cette technique a été ensuite étendue pour produire de haute qualité, structurels des stratifiés composites hors autoclave à l’aide d’aimants permanents de haute température40.
Dans cet article, un protocole de fabrication de stratifiés composites de wet lay-up sac de l’aspirateur à l’aide technique MACM est présenté. Au MACM, les aimants néodyme-fer-bore sont utilisés pour appliquer une pression suffisamment forte consolidation pendant le durcissement et ainsi, améliorer la qualité des produits laminés. Tout d’abord, on décrit la préparation de 6 plis, à armure toile E / verre/époxy drapage composite sur une plaque de fond en acier. Ensuite, la disposition des aimants permanents en polarité alternée sur un plateau supérieur en acier est démontrée, ainsi que son placement sur le sac de l’aspirateur pour appliquer une pression de consolidation sur le drapage composite. Enfin, nous décrivons les étapes pour la mesure de la pression de compactage magnétique, ainsi que les méthodes utilisées pour la caractérisation des fractions de volume vide et fibre, microstructure et propriétés mécaniques des composites stratifiés. L’efficacité du processus MACM est examinée par la fabrication des stratifiés de sac de l’aspirateur humide lay-up faites sous pression magnétique et en comparant leurs propriétés à ceux fabriqués par le sac de l’aspirateur classique lay-up humide sans aimants. Les résultats obtenus prouvent la capacité de la méthode MACM afin d’améliorer la qualité dans l’ensemble STRATIFIE. Cette méthode est un moyen simple et peu coûteux de fabrication des stratifiés de haute qualité et peut être utilisée pour fabriquer des composants composites géométriquement complexes et avec une relative facilité.

<table><tbody><tr><td>Fibre de verre à armure toile</td><td>Hexcel</td><td>HexForce 3733</td><td>Le type de fibres peut être remplacé par n’importe quel type de tissus Fibre de</td></tr><tr><td>verre à brins coupés orientés au hasard</td><td>Fiberglast</td><td>248</td><td></td></tr><tr><td>TenCate EX-1522 / IM7</td><td>Tencate</td><td></td><td>c’est un préimprégné carbone / époxy à armure toile</td></tr><tr><td>PRO-SET INF-114 Infusion Epoxy</td><td>Composite Envisions</td><td>1758</td><td>Le type de résine peut être remplacé par n’importe quel type de résine adapté au processus de sac sous vide par voie humide</td></tr><tr><td>PRO-SET INF-211 Medium Infusion Hardener</td><td>Composite Envisions</td><td>1760</td><td></td></tr><tr><td>EPON 862</td><td>Hexion Inc.</td><td></td><td></td></tr><tr><td>EPIKURE Agent de durcissement 3300</td><td>Hexion Inc.</td><td></td><td></td></tr><tr><td>NdFeB, N52-2.54 & fois ; 2.54 & fois ; 1.27 cm3</td><td>K& J Magnetics, Inc.</td><td>BX0X08-N52</td><td>Les aimants peuvent être remplacés par n’importe quel type en fonction de la pression requise et de l’application</td></tr><tr><td>Coupeuse rotative OLFA</td><td>Fibre Glast</td><td>1706-A</td><td></td></tr><tr><td>Ruban adhésif</td><td>De-Comp Composites</td><td>D413Y</td><td></td></tr><tr><td>Ruban polyester</td><td>De-Comp Composites</td><td>D574A</td><td></td></tr><tr><td>Raclettes</td><td>Fibre Glast</td><td>62-A</td><td>Tout type de raclette peut être utilisé</td></tr><tr><td>Roller</td><td>De-Comp Composites</td><td>D205</td><td>Tout type de rouleaux peut être utilisé</td></tr> avec <tr><td>revêtement PTFE&nbsp ; feuilles de tissu en fibre de verre</td><td>McMaster-Carr Supply Company</td><td>8577K81</td><td></td></tr><tr><td>Lubrifiant sec à agent de démoulage</td><td>PTFE Miller-Stephenson</td><td>MS122AD</td><td></td></tr><tr><td>Film antiadhésif perforé</td><td>Fibre Glast</td><td>1787-C</td><td></td></tr><tr><td>Tissu respirant</td><td>De-Comp Composites</td><td></td><td></td></tr><tr><td>Vacuum&nbsp ; sac&nbsp ; film</td><td>Rock West Composite</td><td>WRIGHTLON 7400</td><td></td></tr><tr><td>Soupape à vide en aluminium à verrouillage par rotation</td><td>De-Comp Composites</td><td>D401</td><td></td></tr><tr><td>Pompe à vide</td><td>Best Value Vacs</td><td>BVVRS1</td><td></td></tr><tr><td>Feuilles chauffantes souples en silicone-caoutchouc, support adhésif</td><td>McMaster-Carr Supply Company</td><td>35765K429</td><td></td></tr><tr><td>Plaque d’acier de la série 400, 6,35 mm d’épaisseur</td><td></td><td></td><td> préparé sur cette plaque</td></tr><tr><td>Plaque d’acier de 4,76 mm d’épaisseur</td><td></td><td></td><td>Les aimants sont fixés à cette plaque</td></tr><tr><td>Tôle d’aluminium, 0,3 mm d’épaisseur</td><td></td><td></td><td></td></tr><tr><td>Agitateur de laboratoire Mélangeur</td><td>Caframo</td><td></td><td></td></tr><tr><td>Balance</td><td></td><td></td><td></td>de laboratoire</tr><tr><td>AccuPyc II 1340 Pycnomètre à gaz automatique</td><td>Micromeritics Instrument Corporation</td><td>134/00000/00</td><td></td></tr><tr><td>Gobelet à gravité spécifique, 83,2 mL</td><td>Gardco</td><td>EW-38000-12</td><td></td></tr><tr><td>Résine acrylique d’enrobage à froid</td><td>Struers</td><td>LevoCit</td><td></td></tr><tr><td>Broyeur/polisseur</td><td>Struers</td><td>LaboSystem</td><td></td></tr><tr><td>Creusets en porcelaine, 30 mL</td><td>United Scientific Supplies</td><td>JCT030</td><td></td></tr><tr><td>Gobelets en plastique, 12 oz, transparent</td><td></td><td></td><td>Il est utilisé comme gobelets de mélange époxy</td></tr></tbody></table>

aimant a aidé fabrication composite : une flexible nouvelle technique pour réaliser la consolidation haute pression sous vide sac/était en place processus

Magnet Assisted Composite Manufacturing: A Flexible New Technique for Achieving High Consolidation Pressure in Vacuum Bag/Lay-Up Processes

Ce travail démontre un protocole visant à améliorer la qualité des stratifiés composites fabriqués par des procédés de sac de l’aspirateur humide lay-up utilisant le composé assistée aimant récemment mise au point technique (MACM) de fabrication. Dans cette technique, les aimants permanents sont utilisés pour appliquer une pression suffisamment forte consolidation durant la phase de durcissement. Pour accroître l’intensité du champ magnétique, et donc, pour augmenter la pression de compactage magnétique, les aimants sont placés sur un plateau magnétique supérieur. Tout d’abord, l’ensemble de la procédure de préparation du drapage composite sur un fond magnétique en acier plaque en utilisant le procédé de mise sous vide de classiques superposition humide est décrite. Deuxièmement, la mise en place d’un ensemble d’aimants néodyme-fer-bore, disposés en alternance de polarité, sur le sac de l’aspirateur est illustrée. Ensuite, les procédures expérimentales pour mesurer les fractions de pression et le volume de compactage magnétique des composants composites sont présentés. Enfin, les méthodes utilisées pour caractériser la microstructure et les propriétés mécaniques des composites stratifiés sont décrits en détail. Les résultats prouvent l’efficacité de la méthode MACM dans l’amélioration de la qualité des stratifiés de sac de l’aspirateur humide lay-up. Cette méthode ne nécessite pas de gros investissements pour l’outillage ou l’équipement et permet également de consolider les pièces composites géométriquement complexes en plaçant les aimants sur un moule haut de la page correspondant, positionné sur le sac de l’aspirateur.

Pour étudier l’effet du MACM sur la qualité des stratifiés, plusieurs scénarios qui utilisent des types de tissus différents et de systèmes de résine ont été examinées. Tableau 1 indique les processus de fabrication et les composants composites de stratifiés composites de E-verre/époxy 6 plis, fabriqués sous six scénarios de fabrication différente. Dans les scénarios de référence (W-PW-INF, INF-RM-W et W-RM-EPON), les stratifiés sont fabriqués par sac de l’aspirateur humide lay-up sans pression extérieure. Les trois autres scénarios (WM-PW-INF, WM-RM-INF et WM-RM-EPON) sont utilisées pour fabriquer des stratifiés de sac de l’aspirateur humide lay-up sous la pression de compactage magnétique. La qualité de ces stratifiés est alors comparée à celles faites par les scénarios de référence. Dans les scénarios de premiers et deuxième, W-PW-INF et WM-PW-INF, à armure toile E-verre/INF stratifiés sont fabriqués. Dans les scénarios de troisième et quatrième, W-RM-INF et WM-RM-INF, le tissu à armure toile est remplacé par le mat au hasard, et le même système de résine (c.-à-d., INF) est utilisé. Dans les scénarios de cinquième et sixième, W-RM-EPON et WM-RM-EPON, le tissu est aléatoire E verre mat, tandis que le système de résine est remplacé par EPON qui possède une viscosité plus modérément élevée de 766.9 mPa s comparée à 296 mPa s pour résine d’INF. On trouvera une analyse plus détaillée des quatre derniers scénarios dans Pishvar al 2017 et Amirkhosravi al 201738,39.
Figure 2 a présente la pression magnétique générée par NdFeB, N52-2,54 × 2,54 x 1,27 cm3 aimant en fonction de la distance entre l’aimant et la plaque d’acier. Cette distance correspond à l’épaisseur de lay-up pendant la fabrication du composite stratifié et peut donc être utilisée pour déterminer la variation de la pression de compactage appliquée par les aimants. L’encart dans la Figure 2 montre une photographie du montage expérimental utilisé pour mesurer la variation de la pression magnétique en fonction de la distance. Comme expliqué dans l’article 3 du protocole, l’installation est composée de deux plaques parallèles d’acier (12,5 cm x 12,5 cm × 1,8 cm). La plaque supérieure est reliée à un capteur 4,45 kN (1000 lb). La plaque de fond est montée sur la tête de croix d’un appareil de contrôle mécanique. En utilisant cette configuration, la force d’attraction de l’aimant permanent placé sur la plaque de fond est mesurée en fonction de l’écart (c'est-à-dire, la distance entre l’aimant et la plaque supérieure en acier). La ligne en pointillé dans la Figure 2 a représente la pression magnétique mesurée (force sur la surface de l’aimant) par l’appareil de contrôle mécanique, et la ligne continue représente la pression déterminée d’après les données communiquées par le fournisseur des aimants. Il n’y a généralement bon accord entre la pression mesurée et les valeurs obtenues à partir de la fiche technique fournie par le fournisseur. Il est considéré que l’augmentation de pression magnétique dépend exponentiellement de la réduction de l’écart. Par conséquent, comme le stratifié consolide durant le processus de durcissement, l’épaisseur de la superposition diminue progressivement, et par conséquent, augmente la pression exercée par l’aimant. Figure 2 b présente les mêmes données expérimentales présentées dans la Figure 2 a , mais pour la gamme de gap (p. ex., épaisseur de lay-up) de 1 à 4,5 mm. En outre, la pression magnétique initiale et finale appliquée durant la cure des stratifiés composé les types de tissus différents (c.-à-d., à armure toile et tapis aléatoire) et des systèmes de résine (c.-à-d., INF et EPON) sont affichés dans la Figure 2 b. L’épaisseur de la superposition des stratifiés d’armure/INF (WM-PW-INF) lors de la consolidation diminue de 1,5 mm à 1,4 mm due à l’écoulement de résine et de guérison. Par conséquent, la pression magnétique augmente légèrement de 0,38 à 0,39 MPa. L’épaisseur de la superposition d’aléatoire mat/INF stratifiés changements (WM-RM-INF) de 2,8 mm à 1,7 mm et, en conséquence, la pression magnétique augmente significativement de 0,27 à 0,36 MPa. L’épaisseur de la superposition des stratifiés avec aléatoire mat/EPON (WM-RM-EPON) diminue de 3,7 mm à 2,5 mm, et ainsi, la pression générée Monte modérément de 0,22 à 0,29 MPa.
Le tableau 2 présente l’épaisseur moyenne, fraction volumique de fibre et fraction de volume vide des stratifiés fabriqués avec ou sans pression de consolidation magnétique. Comme indiqué dans le tableau 2, utilisant la pression de compactage magnétique sensiblement réduit l’épaisseur moyenne des stratifiés de 12 à 47 %. Comme prévu, la réduction de l’épaisseur du stratifié est fortement corrélée avec l’augmentation de la fraction volumique de fibre des stratifiés, où la fraction volumique de fibre des stratifiés améliore de manière significative par 13 à 98 % en raison de la pression magnétique. Parmi tous les scénarios, l’effet de pression magnétique sur les stratifiés aléatoires mat/INF est plus prononcé (soit 98 % augmentation en fraction volumique fibre) à cause de deux facteurs : (1) une fraction de volume initial fibre significativement plus faible de non compactée aléatoire stratifié mat comparé aux stratifiés à armure toile et (2) l’utilisation de résine avec une basse viscosité de 296 mPa s, permettant ainsi un retrait plus facile des excès de résine. Il faut aussi noter que pression magnétique a un avantage supplémentaire dans la diminution de la fraction de volume vide de stratifiés de 3,4 à 5,8 % à 1,5 à 2,7 %. Ainsi, la pression magnétique entraîne non seulement l’excès de résine, mais aussi les vides sur le stratifié.
La figure 3 affiche les images de SEM d’E-verre/époxy stratifiés fabriqués sous 6 scénarios différents à un grossissement de X 35. Pour simple comparaison visuelle, l’image des stratifiés sans une pression externe sont affichées sur la gauche et les stratifiés en vertu magnétique compactage sont présentés sur la droite. Parmi ces images, il est évident qu’utilisant la pression de compactage magnétique entraîne consolidation nettement améliorée entre les plis et, par conséquent, conduit à une réduction significative dans les zones riches en résine. Par conséquent, l’épaisseur du stratifié est remarquablement réduite et la fraction volumique de fibre est augmentée, en particulier dans les stratifiés en tissu mat aléatoire et résine INF (WM-RM-INF). Ces images montrent également que la morphologie des vides est très différente dans les stratifiés réalisés avec et sans pression extérieure. Application d’une pression magnétique réduit le nombre d’espaces vides et rend les vides plus petits, conduisant à une fraction de volume vide plus faible dans les stratifiés. Enfin, le conduit à compacter les vides qui situent trouvent entre les plis plus allongées vides.
Le tableau 3 montre la résistance à la flexion et le module de tous les stratifiés et le pourcentage d’augmentation dans les propriétés en flexion des stratifiés faites sous la pression de consolidation magnétique. Les résultats montrent clairement que la résistance à la flexion et le module de stratifiés sont sensiblement améliorées en utilisant la pression magnétique. Une augmentation de 98 % de la fraction de volume de fibre des stratifiés aléatoires mat/INF (WM-RM-INF), tout en ayant une teneur minimale en Sub de 1,46 %, augmentation de la résistance à la flexion et le module des stratifiés, causes un 62 % et 67 % respectivement. Comme prévu, l’armure/INF stratifiés (WM-PW-INF) qui au départ a montré l’amélioration plus bas de 13 % dans la fraction volumique de fibre, a montré la plus faible hausse, 7 % et 22 %, dans la résistance à la flexion et le module, respectivement. Par conséquent, la mise en valeur de propriétés en flexion d’une variété de stratifiés composites faite sous la pression de consolidation magnétique prouve la capacité du MACM afin d’améliorer la qualité dans l’ensemble STRATIFIE.
<table border="1" fo:keep-together.within-page="1" fo:keep-with-next.within-page="always"><tbody>
<tr>
<td>Fabrication scénario de</td>
			<td>Type de tissu</td>
			<td>Système de résine</td>
			<td>Procédé de fabrication</td>
		</tr>
<tr>
<td>W-PW-INF</td>
			<td>Armure E-verre</td>
			<td>INF</td>
			<td>Sac de l’aspirateur classique lay-up humide sans utiliser de pression externe</td>
		</tr>
<tr>
<td>WM-PW-INF</td>
			<td>Armure E-verre</td>
			<td>INF</td>
			<td>Sac de l’aspirateur humide lay-up avec l’aide de la pression de consolidation magnétique</td>
		</tr>
<tr>
<td>W-RM-INF</td>
			<td>Au hasard mat de verre E</td>
			<td>INF</td>
			<td>Sac de l’aspirateur classique lay-up humide sans utiliser de pression externe</td>
		</tr>
<tr>
<td>WM-RM-INF</td>
			<td>Au hasard mat de verre E</td>
			<td>INF</td>
			<td>Sac de l’aspirateur humide lay-up avec l’aide de la pression de consolidation magnétique</td>
		</tr>
<tr>
<td>W-RM-EPON</td>
			<td>Au hasard mat de verre E</td>
			<td>EPON</td>
			<td>Sac de l’aspirateur classique lay-up humide sans utiliser de pression externe</td>
		</tr>
<tr>
<td>WM-RM-EPON</td>
			<td>Au hasard mat de verre E</td>
			<td>EPON</td>
			<td>Sac de l’aspirateur humide lay-up avec l’aide de la pression de consolidation magnétique</td>
		</tr>
</tbody></table>Tableau 1 : Détails des constituants et des scénarios de fabrication six utilisés dans la fabrication de stratifiés composites 6plis.
<table border="1" fo:keep-together.within-page="1" fo:keep-with-next.within-page="always"><tbody>
<tr>
<td>Scénario de fabrication</td>
			<td>Épaisseur moyenne (mm)</td>
			<td>Fraction de volume de fibre (%)</td>
			<td>Augmentation de la fraction volumique de fibre (%)</td>
			<td>Fraction de volume vide (%)</td>
			<td>Réduction de la fraction de volume vide (%)</td>
		</tr>
<tr>
<td>W-PW-INF</td>
			<td>0,98 ± 0,01</td>
			<td>45,65 ± 0,82</td>
			<td>―</td>
			<td>3,44 ± 0,46</td>
			<td>―</td>
		</tr>
<tr>
<td>WM-PW-INF</td>
			<td>0.86 ± 0,01</td>
			<td>51,63 ± 0,87</td>
			<td>13</td>
			<td>1.74 ± 0,39</td>
			<td>49</td>
		</tr>
<tr>
<td>W-RM-INF29
</td>
			<td>2,28 ± 0,04</td>
			<td>24.84 ± 1,14</td>
			<td>―</td>
			<td>5.09 ± 0,69</td>
			<td>―</td>
		</tr>
<tr>
<td>WM-RM-INF29
</td>
			<td>1,21 ± 0,01</td>
			<td>49.10 ± 0,87</td>
			<td>98</td>
			<td>1,46 ± 0,24</td>
			<td>71</td>
		</tr>
<tr>
<td>W-RM-EPON30
</td>
			<td>3,18 ± 0.01</td>
			<td>17,34 ± 0,84</td>
			<td>―</td>
			<td>5,81 ± 1.24</td>
			<td>―</td>
		</tr>
<tr>
<td>WM-RM-EPON30
</td>
			<td>1,99 ± 0,03</td>
			<td>26,88 ± 1,99</td>
			<td>55</td>
			<td>2.71 ± 0.36</td>
			<td>53</td>
		</tr>
</tbody></table>Tableau 2 : épaisseur moyenne, fraction volumique de fibre et fraction de volume vide des stratifiés 6plis fabriqués sous six différents scénarios. Le pourcentage d’augmentation réduction de fraction et pourcentage de volume fibre en fraction de volume vide à cause du compactage magnétique (n = 6 pour la fraction volumique de fibre et fraction de volume vide et n = 35 pour moyenne stratifié épaisseur ; intervalle de confiance de 95 % de toutes les données) sont aussi donné.
<table border="1" fo:keep-together.within-page="1" fo:keep-with-next.within-page="always"><tbody>
<tr>
<td>Scénario de fabrication</td>
			<td>Résistance à la flexion (MPa)</td>
			<td>Augmentation de la résistance à la flexion (%)</td>
			<td>Module de flexion (GPa)</td>
			<td>Augmentation de module de flexion (%)</td>
		</tr>
<tr>
<td>W-PW-INF</td>
			<td>638.9 ± 27,0</td>
			<td>―</td>
			<td>24.1 ± 0,5</td>
			<td>―</td>
		</tr>
<tr>
<td>WM-PW-INF</td>
			<td>681.1 ± 35,5</td>
			<td>7</td>
			<td>29,5 ± 0,9</td>
			<td>22</td>
		</tr>
<tr>
<td>W-RM-INF29
</td>
			<td>218,9 ± 11,4</td>
			<td>―</td>
			<td>8,4 ± 0,3</td>
			<td>―</td>
		</tr>
<tr>
<td>WM-RM-INF29
</td>
			<td>354,6 ±15.5</td>
			<td>62</td>
			<td>14,0 ± 0,8</td>
			<td>67</td>
		</tr>
<tr>
<td>W-RM-EPON30
</td>
			<td>158.1 ± 8,9</td>
			<td>―</td>
			<td>6,8 ± 0,1</td>
			<td>―</td>
		</tr>
<tr>
<td>WM-RM-EPON30
</td>
			<td>253,5 ± 20.1</td>
			<td>60</td>
			<td>9,9 ± 0,6</td>
			<td>46</td>
		</tr>
</tbody></table>Tableau 3 : Résistance à la flexion et le module des stratifiés composites et le pourcentage augmentent dans des propriétés de flexion par compactage magnétique (n = 7 pour les stratifiés faites par EPON et n = 14 pour le reste ; intervalle de confiance de 95 % de toutes les données).
<img alt="Figure 1" class="xfigimg" src="/files/ftp_upload/57254/57254fig1.jpg"> Figure 1 : un schéma simplifié de la préparation de drapage composite et application d’une pression magnétique, tel que décrit dans la section protocole. À cet effet, vingt-cinq NdFeB, N52-2,54 × 2,54 x 1,27 cm3 aimants permanents sont utilisés pour appliquer la pression de consolidation sur le drapage composite. <a href="/files/ftp_upload/57254/57254fig1large.jpg" target="_blank">S’il vous plaît cliquez ici pour visionner une version agrandie de cette figure.</a>
<img alt="Figure 2" class="xfigimg" src="/files/ftp_upload/57254/57254fig2.jpg"> Figure 2 : (a) Variation de la pression magnétique générés par NdFeB, N52-2,54 × 2,54 1,27 aimant de3 cm en fonction de l’écart (c.-à-d., épaisseur de superposition). L’encart montre une photographie du montage expérimental utilisé pour mesurer la pression magnétique. (b) l’initiale et finale pression magnétique appliquée pendant le durcissement d’armure/INF (WM-PW-INF), mat/INF(WM-RM-INF) au hasard et aléatoire stratifié (WM-RM-EPON) de mat/EPON. <a href="/files/ftp_upload/57254/57254fig2large.jpg" target="_blank">S’il vous plaît cliquez ici pour visionner une version agrandie de cette figure.</a>
<img alt="Figure 3" class="xfigimg" src="/files/ftp_upload/57254/57254fig3.jpg"> Figure 3 : images de SEM des stratifiés composites E / verre/époxy 6plis fabriquées à l’aide d’un procédé de mise sous vide de superposition humide avec et sans l’aide de pression magnétique. b W-PW-INF (armure/INF laminé, sans pression extérieure), (b) WM-PW-INF (armure/INF stratifié, avec pression magnétique), (c) W-RM-INF (mat/INF aléatoire stratifié, sans pression extérieure), () (d) WM-RM-INF mat/INF aléatoire stratifié, avec pression magnétique), (e) W-RM-EPON (stratifié de mat/EPON aléatoire, sans pression extérieure) et (f) WM-RM-EPON (aléatoire stratifié mat/EPON, avec pression magnétique). <a href="/files/ftp_upload/57254/57254fig3large.jpg" target="_blank">S’il vous plaît cliquez ici pour visionner une version agrandie de cette figure.</a>

On décrit une technique nouvelle pour élever la pression de consolidation sur le lay-up de sac de l’aspirateur pour fabriquer des stratifiés composites. Ce protocole vise à développer une technique simple et économique pour améliorer la qualité des stratifiés fabriqué selon le procédé de sac de l’aspirateur humide lay-up.

Aimant a aidé fabrication Composite : Une Flexible nouvelle Technique pour réaliser la Consolidation haute pression sous vide sac/était en place processus

This work demonstrates a protocol to improve the quality of composite laminates fabricated by wet lay-up vacuum bag processes using the recently developed ...

L’objectif global de cette procédure est d’utiliser une technique de fabrication composite assistée par aimant ou MACM pour améliorer considérablement la qualité des stratifiés composites à sac sous vide par voie humide en appliquant une pression de consolidation élevée pendant la fabrication du stratifié. Le principal avantage de cette technique est qu’il s’agit d’un moyen simple et peu coûteux de fabriquer des stratifiés composites et qu’elle peut être utilisée pour fabriquer de grandes pièces géométriquement complexes avec une relative facilité. Cette méthode est largement applicable non seulement dans les processus de sacs sous vide en couche humide, mais également dans d’autres techniques de fabrication de composites telles que le durcissement préimprégné hors autoclave et le moulage par transfert de résine assisté par vide.La préparation des couches, la disposition et le placement des aimants sont difficiles à apprendre sans démonstration visuelle. Nous pensons que cette présentation aidera d’autres chercheurs à mettre en œuvre le MACM pour fabriquer des stratifiés composites haute performance. Pour commencer la procédure, placez soigneusement 25 aimants permanents en néodyme-fer-bore N52 d’un pouce sur un pouce sur 1/2 pouce dans une configuration carrée de cinq par cinq en polarité alternée sur une plaque d’acier magnétique de 12 pouces sur 6 pouces sur 3/16 pouce.Utilisez un coupe-tissu rotatif pour couper six plis de fibre de verre à armure toile de huit pouces sur six pouces, puis mélangez 40 grammes de résine époxy et 10,96 grammes de durcisseur de résine à 350 tr/min jusqu’à ce qu’ils soient complètement mélangés. Dégazez la résine pendant 15 minutes pour éliminer l’air emprisonné introduit pendant le processus de mélange. Ensuite, placez une plaque de calulage en aluminium de 0,3 millimètre d’épaisseur de huit pouces sur six pouces prérecouverte d’agent de démoulage PTFE au centre d’un film de démoulage perforé de 10 1/2 pouces sur 8 1/2 pouces.Collez les bords de la plaque de calfeutrage sur le film antiadhésif avec du ruban adhésif en polyester d’un demi-pouce de large. Ensuite, fixez une feuille chauffante en silicone flexible à dos adhésif sur un côté d’une plaque d’acier à outils de la série 400 de 1/4 de pouce d’épaisseur. Couvrez une zone de 17 pouces sur 11 pouces de l’autre côté de la plaque d’acier avec un film antiadhésif en fibre de verre non poreux recouvert de PTFE de 0,003 pouce d’épaisseur.Délimitez la zone avec du ruban d’étanchéité double face de 1/2 pouce de large conçu pour l’ensachage sous vide. Appliquez juste assez de résine dégazée sur une zone de six pouces sur huit pouces pour mouiller une seule couche de fibre de verre à armure toile. Placez une seule couche de tissu sur la résine et utilisez un rouleau pour presser et presser l’excès de résine.Versez de la résine supplémentaire sur le tissu et utilisez une raclette pour étaler la résine sur le tissu jusqu’à ce que le lit de fibres soit complètement saturé. Répétez ce processus pour les cinq plis restants de fibre de verre, en utilisant à peu près la même quantité de résine pour chaque pli. Ensuite, placez la plaque de calfeutrage sur une préforme en fibre.Fixez les bords du film antiadhésif avec du ruban adhésif. Placez deux couches de tissu d’haleine de 16 pouces sur 10 pouces sur le film antiadhésif. Placez la pièce inférieure d’une soupape à vide en aluminium en deux parties sur le chiffon de reniflard, en veillant à ce que la soupape soit à au moins six pouces ou 15,3 centimètres de la préforme saturée pour éviter tout contact avec un excès de résine.Retirez le support du ruban d’étanchéité. Placez un film d’ensachage sous vide sur l’ensemble et appuyez fermement les bords contre le ruban d’étanchéité. Ensuite, connectez la partie supérieure de la soupape à vide à une pompe à vide équipée d’un régulateur de pression.Découpez une petite fente dans le film du sac sous vide sur la partie inférieure de la vanne. Insérez la partie supérieure de la valve dans la pièce inférieure et tournez doucement la pièce supérieure pour la verrouiller en place sans froisser le sac de l’aspirateur. Démarrez la pompe à vide, attendez que la pression se stabilise à 93 kilo Pascal et vérifiez que le système ne présente pas de fuites.Fixez les quatre côtés de la plaque inférieure à une base de support pour immobiliser l’ensemble. Laissez le stratifié durcir sous vide constant pendant 45 minutes à température ambiante. Ensuite, placez soigneusement le réseau d’aimants permanents sur le sac d’aspirateur, en prenant soin de vous assurer que les aimants sont correctement alignés avec la pile de fibres.Augmentez la température de la plaque inférieure à 60 degrés Celsius à cinq degrés Celsius par minute. Faites durcir le stratifié pendant huit heures à cette température. Une fois le durcissement terminé, relâchez le vide, retirez le sac d’aspirateur et démoulez le stratifié composite.Pour commencer la procédure de mesure, fixez une plaque inférieure en acier à la barre transversale mobile d’un instrument d’essai mécanique équipé d’un capteur de force de 1 000 livres et d’un transformateur différentiel linéaire variable. Fixez une plaque supérieure en acier au capteur de force. Assurez-vous que la plaque d’acier inférieure se trouve à au moins 25 millimètres de la plaque supérieure.Ensuite, placez soigneusement un aimant permanent Néodyme-Fer-Bore sur la plaque inférieure. Commencez à déplacer la plaque inférieure vers le haut à un à deux millimètres par minute. Enregistrez la force magnétique générée et le déplacement dans le temps.Continuez à surveiller les mesures de la force de compactage magnétique jusqu’à ce que l’aimant entre presque en contact avec la plaque supérieure. Ensuite, arrêtez le test et calculez la pression de compactage magnétique en fonction de l’écart. Pour commencer la détermination de la densité, coupez trois échantillons dans un échantillon de stratifié selon les spécifications ASTM.Placez chaque échantillon dans un bécher contenant 300 millilitres d’un liquide lourd aqueux transparent. Placez l’échantillon composite dans le bécher et assurez-vous que l’échantillon flotte sur le liquide. Ajoutez trois millilitres d’eau distillée au liquide et remuez la solution à 1 000 tr/min pendant cinq minutes.Continuez à ajouter de l’eau de cette manière jusqu’à ce que l’échantillon composite soit en suspension dans le mélange, indiquant que la densité de la solution est égale à la densité de l’échantillon. Utilisez une coupelle de gravité spécifique pour déterminer la densité de la solution. Pour commencer la procédure de combustion de la résine, placez chaque échantillon dans un creuset en porcelaine séparé.Mesurez et enregistrez le poids des éprouvettes ainsi que des creusets, puis placez les creusets dans un four. Chauffez le four à 1 112 degrés Fahrenheit ou 600 degrés Celsius à environ 10 degrés Celsius par minute et laissez la résine brûler pendant quatre heures. Ensuite, éteignez la fournaise et ouvrez soigneusement la porte de la fournaise.Laissez le four refroidir à température ambiante. Ensuite, retirez les creusets refroidis du four et pesez les fibres de verre récupérées pour calculer les fractions pondérales de la fibre et de la résine. La pression magnétique mesurée générée par un aimant néodyme-fer-bore en fonction de l’espace entre les plaques correspondait bien à la fiche technique fournie par le fournisseur, confirmant qu’une pression magnétique accrue est appliquée au stratifié à mesure que l’épaisseur de la couche diminue pendant le processus de durcissement.La diminution modérée de l’épaisseur de stratification des deux stratifiés de tapis aléatoires pendant la consolidation a entraîné des augmentations notables de la pression magnétique. L’épaisseur de la couche de stratifié à armure toile n’a que légèrement diminué, ce qui a entraîné une légère augmentation de la pression magnétique pendant la consolidation. L’application d’une pression de compactage magnétique dans la plage de 0,2 à 0,4 méga pascals a considérablement réduit l’épaisseur moyenne du stratifié pour les stratifiés de fibre de verre à armure toile et à armure mate aléatoire.Cela s’est traduit par une réduction notable des surfaces riches en résine et des volumes de vides. Ce changement a été observé dans plusieurs systèmes de résine. L’augmentation de la fraction volumique des fibres et la diminution de la fraction volumique des vides des stratifiés fabriqués avec MACM ont entraîné des améliorations significatives de la résistance à la flexion et du module de flexion par rapport aux stratifiés produits de manière conventionnelle.Après avoir regardé cette vidéo, vous devriez avoir une bonne compréhension de la façon d’utiliser les aimants permanents pour appliquer une pression de consolidation élevée pendant le durcissement d’un stratifié dans le processus de pose de sacs sous vide humides. La pression de consolidation élevée a considérablement amélioré les propriétés de ces stratifiés composites. Nous sommes très enthousiastes à l’égard de l’utilisation de la pression magnétique dans la fabrication de stratifiés composites structurels à haute performance.Nous pensons que cette méthode peut être adoptée dans d’autres procédés de fabrication de composites. N’oubliez pas d’être très prudent lors de l’arrangement et du placement des aimants permanents car ils génèrent une pression très élevée. Des précautions telles que le port de gants résistants aux chocs doivent toujours être prises lors de l’exécution de cette procédure.

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